Revista Industrial Heating - Outubro/2010

Outubro 2010

Ensaios de Dureza pág.25

Encontrando Austenita Retida pág.13 Revelando Tamanho de Grão Austenítico pág.18 Combustão por Chama Pulsada pág.29 A maior e mais conceituada publicação da indústria térmica www.revistaIH.com.br • www.industrialheating.com

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Outubro 2010 • Número 9

Na Capa:

CONTEÚDO

Testes de rotina para dureza estão se beneficiando pela automação tanto do teste quanto da medida de tenacidade por indentação.

Veja pág. 25.

13

Tratamento Térmico

Martensita e Austenita Retida

a r t i g o s

George F. Vander Voort – Consultor, Struers Inc., Westlake, Ohio, EUA. O desenvolvimento da martensita é uma etapa crítica em muitos ciclos de tratamento térmico. Este artigo examina as condições sob as quais a austenita é retida e os problemas associados à sua presença, à sua detecção e à sua quantificação.

18

Teste de Materiais

Revelando Contorno de Grão Austenítico Primário em Aços Tratados Termicamente George F. Vander Voort – Consultor, Struers Inc., Westlake, Ohio, EUA. Revelar o tamanho de grão austenítico primário “TGAP” (PgGBS ou PAGBs – prior-austenite grain boundaries) após a têmpera pode ser bastante complicado dependendo da liga e da microestrutura.

25

Metalografia

Conceitos de Dureza Bill O'Neill - Wlson Instruments, Norwood, Massachussets, EUA. A informação de um ensaio de dureza pode complementar e frequentemente ser utilizado em conjunto com outras técnicas de verificação de materiais, como ensaios de tração e compressão, para fornecer informações críticas de desempenho.

29

Gases Industriais/Combustão

Redução da Intensidade Energética em Tratamentos Térmicos

Mike Shay – Hauck Manufacturing Co./Kromschröder Controls, Lebanon, Pensilvânia, EUA. Obviamente que podemos reduzir o consumo energético com a redução da produção, mas, o objetivo real seria reduzir a intensidade energética do produto com potencial para nos permitir produzir mais com a mesma ou menor energia.

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3ª capa

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Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 3

CONTEÚDO COLUNAS Editoriais 05 Freando o Progresso Econômico

EQUIPE DE EDIÇÃO BRASILEIRA S+F Editora (19) 3288-0437 ISSN 2178-0110 www.sfeditora.com.br www.revistaIH.com.br

Por Reed Miller - EUA

Udo Fiorini - Editor

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parar, talvez na forma recomendada pelas revistas

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financeiras. Você também pode fazer sua voz e suas preocupações serem ouvidas na cabine de votação.

Sunniva Simmelink - Diretora Comercial Alexandre Farina - Redação Paula Farina - Redação Leonardo Fiorini - Redação redacao@revistaIH.com.br

07 Nosso Segundo Guia de Compras

Por Udo Fiorini - Brasil Outros mercados estão crescendo, e muito, como, por exemplo, o da indústria aeronáutica e o da energia eólica, mas é nos veículos automotores que ainda se utiliza o maior volume de peças tratadas termicamente.

08 Você Sabia?

Torneiras Já em 1700 a.C., os antigos habitantes de Creta utili-

ESCRITÓRIO CORPORATIVO NOS EUA Manor Oak One, Suite 450, 1910 Cochran Road, Pittsburgh, PA 15220, EUA • Phone: +1 412-531-3370 Fax: 412-531-3375 • www.industrialheating.com

Doug Glenn Diretor de Núcleo +1 412-306-4351 • doug@industrialheating.com

EDIÇÃO E PRODUÇÃO NOS EUA Reed Miller Associate Publisher/Editor–M.S. Met. Eng., reed@industrialheating.com • +1 412-306-4360 Bill Mayer Editor Associado, bill@industrialheating.com • +1 412-306-4350 Dan Herring Editor Técnico Beth McClelland Gerente de Produção, beth@industrialheating.com • +1 412-306-4354 Brent Miller Diretor de Arte, brent@industrialheating.com • +1 412-306-4356

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DIRETORES CORPORATIVOS

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Edição: Timothy A. Fausch Edição: David M. Lurie Edição: John R. Schrei Desenv. de Mercado: Christine A. Baloga Custom Media: Steve M. Beyer Estratégia Corporativa: Rita M. Foumia Tecnologia da Informação: Scott Kesler Produção: Vincent M. Miconi Finanças: Lisa L. Paulus Criação: Michael T. Powell Marketing: Douglas B. Siwek Guias: Nikki Smith Recursos Humanos: Marlene Witthoft Conferências e Eventos: Scott A. Wolters

pendem de tratamento térmico para sua existência.

10 O Doutor em Tratamento Térmico™ O tempo de fama do manganês começa agora! O efeito de um determinado elemento de liga tanto no processo de fabricação do aço como na resposta deste aço ao tratamento térmico depende do elemento de liga de forma individual e das suas interações (complexas) com os demais elementos de liga, tanto individual quanto coletivamente. O manganês é considerado, seguindo o carbono, como o elemento de adição mais importante para o aço. Vamos entender mais.

A opinião expressada em artigos técnicos ou pelos entrevistados são de responsabilidade dos autores e não refletem necessariamente a opinião dos editores.

BNP Media Helps People Succeed in Business with Superior Information Industrial Heating is the official publication of ASM’s Heat Treating Society and official media partner of ASM’s HT Expo & Conference.

4 Industrial Heating - Outubro 2010

Editorial Reed Miller, Editor da IH nos EUA | +1 412-306-4360 | reed@industrialheating.com

N

Freando o Progresso Econômico

osso editorial de abril 2008 demonstrou que já estávamos sobrecarregados. Agora, dois anos mais tarde, muitas pessoas acham que devemos aumentar os impostos para pagar a abundância dos gastos dos programas do governo americano, incluindo os estímulos.

Você já percebeu que muitas pessoas estão preocupadas com os próximos aumentos de impostos? Revistas de investimentos estão estimulando os leitores a acelerar a renda de 2011 para 2010, se possível, para minimizar a dor. Você deve estar atento para os aumentos desde já, mas sob o risco de ofender as sensibilidades de alguns. Vamos dar uma olhada no que está por vir, assumindo que nada muda entre agora e o final do ano.

Ao permitir que os cortes de impostos da era Bush fiquem para trás, o resultado é uma mudança no suporte dos impostos. Os rendimentos mais baixos vão de 10 a 15%, e para as pessoas de maior renda vão de 35 para 39,6%. As pequenas empresas sofrerão o maior impacto do aumento das duas maiores taxas. Estima-se que um adicional de US$ 8,69 bilhões serão coletados das pequenas empresas somente em 2011. Uma vez que mais da metade dos trabalhadores americanos são empregados por empresas de pequeno porte, este novo choque de impostos pode não ser bom para a nossa economia. Impostos sobre as pequenas empresas criam um desincentivo para o crescimento dos negócios e/ou contratação de novos trabalhadores. O dano que este aumento de impostos vai provocar no emprego e no PIB, irão fortemente superar qualquer aumento presumido das receitas fiscais.

Grandes empresas dos Estados Unidos estão sustentadas por aproximadamente US$ 2 trilhões em dinheiro por causa das incertezas sobre pra onde o país está se dirigindo. Da reforma da saúde até a reforma financeira para a política energética, essas empresas não sabem o que esperar de nosso governo. E o governo continua a permitir que a incerteza continue.

Somado ao aumento de impostos para os cidadãos, o casamento de castigos também volta em 2011. Basta dizer que também vai ferir os trabalhadores de baixa e média renda (consumidores).

Quando os consumidores têm menos dinheiro para comprar as coisas, a economia sofre. Se você está interessado em descobrir como as alterações fiscais provenientes o afetarão, confira o site www.MyTaxBurden.org.

Embora seja possível que alguns dos benefícios fiscais possam ser mantidos, a própria incerteza já causa um grande impacto na economia. A Junta Comissão de Tributação (Joint Committee on Taxation) concluiu que o aumento do mais baixo suporte de 10 para 15% vai custar cerca de US$ 88 milhões aos contribuintes, uma média de US$ 503 em 2011. O mesmo estudo constatou que a redução da taxa de crédito infantil de US$ 1.000 para US$ 500 por criança vai custar a 31 milhões de famílias uma média de US$

1.033 dólares no próximo ano. O crédito Making Working Pay, algo como crédito por produtos industrializados, também está programado para expirar em 2010.

Analistas do Deutsche Bank, Alemanha, acreditam que permitir que o esperado aumento de impostos ocorra sem fixar o Imposto Mínimo Alternativo será suficiente para "empurrar a economia para um ponto de estagnação". Em acordo com esta conclusão, pesquisadores da Macroeconomic Advisors (Assessores Macroeconômicos) descobriram que se todos os benefícios fiscais expirarem, o crescimento da economia ficará em 0,9%. Como o crescimento esperado é apenas um pouco mais de 1%, há uma perda.

O que você pode fazer sobre isso? Você pode se preparar, talvez na forma recomendada pelas revistas financeiras. Você também pode fazer sua voz e suas preocupações serem ouvidas na cabine de votação. Em cerca de três semanas (ou menos), teremos a oportunidade de registrar a nossa desaprovação com a política atual "votando pra tirar os vagabundos". Você deve olhar para quem acredita que o aumento dos impostos é uma coisa boa, e votar em outro candidato. Preste atenção ao que tem sido feito recentemente sem levar em consideração a vontade do povo. Se o seu congressista tem realizado ações que se opõe aos desejos de seus eleitores, isso não é representação. Se seus congressistas não são seus representantes, não vote mais neles, mas em quem irá representá-lo.

Um recente editorial do Wall Street Journal resume-se dizendo: "Nunca antes um governo tentou fazer tanto e alcançou tão pouco". Eles também disseram: "Se prosperidade fosse uma função de estímulo do governo, a nossa economia deveria estar em expansão".

E se os US$ 800 bilhões já gastos não trouxeram recuperação, por que alguém pensaria que gastar mais possa ser melhor?

Alguém deve questionar a sabedoria dos políticos que pensam dessa forma. A cabine de votação é o local para evitar que os imprudentes voltem ao poder, onde eles podem causar mais danos econômicos.

Ao considerar os gastos com estímulo e o acompanhamento de impostos, o Sr. Winston Churchill melhor resumiu dizendo: "Defendemos que uma nação tentando taxar-se na prosperidade é como um homem de pé dentro de um balde e tentando levantar-se pela alça". IH Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 5

Editorial Udo Fiorini, Editor | 19 9205-5789 | udo@revistaIH.com.br

Mercado Brasileiro de Tratamentos Térmicos

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os meus habituais contatos com os tratadores térmicos, ultimamente tenho ouvido uma recorrente observação: a preocupação em adequar a produção para atender ao aumento de demanda. Ao longo de minha vida atuando dentro deste mercado, não me recordo de ter sentido um movimento tão forte de incremento de atividade dentro do mundo do tratamento térmico no Brasil.

Sem dúvida é o reflexo do cenário favorável da economia brasileira. Mas o que está acontecendo em particular neste mercado?

Creio que em primeiro lugar, podemos afirmar que o aumento na venda de automóveis, caminhões e máquinas agrícolas tem muito a ver com isto. Na indústria automobilística, para se ter uma idéia, acaba de ser divulgado um comunicado da Anfavea, a Associação Nacional de Veículos Automotores, de que as vendas de 2010 devem fechar com pedidos de 3.450 milhões de unidades. A associação prevê para o ano que vem um crescimento de 5,2% nas vendas, esperando vender um total de 3.630 milhões de carros e veículos comerciais leves em 2011. Por várias vezes já se falou que a expectativa é de que o nosso país possa ter capacidade de produzir até cinco milhões de automóveis por volta do ano de 2015.

No segmento de caminhões, o site www.automotivebusiness. com.br, informava em 18 de novembro último que o segmento, juntamente com o de ônibus, deve registrar um crescimento de 40% neste ano de 2010. Das vendas de máquinas agrícolas também se obtêm dados de crescimento expressivo.

No Brasil, a indústria automotiva é a grande consumidora de tratamentos térmicos. Isto é inegável. Outros mercados estão crescendo, e muito, como, por exemplo, o da indústria aeronáutica e o da energia eólica, mas é nos veículos automotores que ainda se utiliza o maior volume de peças tratadas termicamente. Assim, crescimentos da demanda como as mencionadas acima se fazem refletir, e só não foram maiores por causa da baixa generalizada da economia decorrente da crise mundial de 2008. Isto significou que em 2009 as empresas fizeram poucas aquisições de equipamentos

de tratamento térmico, pois ainda estavam com capacidade produtiva ociosa. Ao que tudo indica, esta ociosidade se esgotou com o aumento de produção principalmente da indústria automobilística, e as compras estão começando a acontecer.

Ao longo de minha vida atuando dentro deste mercado, não me recordo de ter sentido um movimento tão forte de incremento de atividade dentro do mundo do tratamento térmico no Brasil.

Mas há outra movimentação acontecendo dentro do mercado de tratamentos térmicos. Além de prever o aumento da capacidade de produção, percebe-se que as empresas estão redirecionando seus esforços de vendas para atender outras regiões, e desta vez, geográficas. Abertura de novas unidades, redirecionamento da equipe de vendas e oferta de novos tipos de tratamentos, vale tudo para aumentar as vendas e preencher espaços não ocupados ou negligenciados por concorrentes. E pelo visto, há campo para todos.

Outro fator estimulante é a eleição de Dilma Roussef para presidente do Brasil. Tomando por base as informações que depreendemos na leitura diária de jornais, fica evidenciado um otimismo em relação ao seu mandato, a se iniciar no próximo dia primeiro de janeiro. Esperamos que este otimismo se concretize e que tenhamos um ótimo 2011. IH Boa leitura!

Udo Fiorini Brasil

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Março 2011 - www.revistalH.com.br 7

Você Sabia?

Processamento Térmico e Metais na Vida Diária

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Torneiras

s dicionários online definem uma torneira como "um acessório para extração ou a regulação do fluxo de líquido, especialmente a partir de um cano".

As torneiras de hoje são constituídas pelos seguintes componentes: bico, alça(s), haste de levantamento, cartucho, arejador, câmara de mistura e entrada da água. Alguns destes componentes dependem de tratamento térmico para sua existência. Antes de olharmos para isso, no entanto, vamos considerar a história da torneira.

Já em 1700 a.C., os antigos habitantes de Creta utilizavam um sistema de encanamento de terracota com torneiras de ouro, mármore e prata. Sistemas de encanamento e banheiros pessoais existiram durante o período romano (1000 a.C. a 476 d.C.). Os banheiros públicos de Roma utilizavam torneiras de prata, e por volta do século IV d.C., Roma tinha 11 banheiros públicos e 856 privados.

Embora muito tenha melhorado nos últimos dois milênios, não foi até antes do século passado que as torneiras ganharam algumas das características das que hoje desfrutamos. A primeira adaptação – torneira de abertura com uma mão – começou com Al Moen, em 1937. Depois de testes necessários e erros, a primeira foi vendida a uma empresa de encanamentos em 1947. Hoje, essas torneiras são utilizadas em mais de 40% dos lares. A válvula de esfera foi outra invenção da metade do século 20, que foi introduzida na primeira torneira em 1954.

O material mais amplamente usado em torneiras é o bronze uma liga de cobre e zinco. Ele é usado por causa de sua resistência à corrosão da água mole (ácida) e à calcificação da água dura (alcalina). Os fabricantes de torneiras utilizam barras de bronze, que são derretidos, moldados e laminados de 0,13 a 2 polegadas de diâmetro. O processo de fabricação de torneiras tornou-se muito automatizado, e pode ser bastante complexo. Para as maiores torneiras usinadas, mais de 32 operações com um centro de usinagem rotativa são necessárias.

Alternativamente, algumas torneiras são forjadas em altas temperaturas em uma forma quase líquida, economizando tempo e evitando desperdícios. Para este processo, o metal é aquecido até uma temperatura na qual se torne macio e maleável o suficiente para ser moldado na forma necessária. A temperatura fica em torno de 900°C, o que é muito próximo a temperatura de fusão. Máquinas de precisão então formam a torneira, por meio de forjamento, que é tipicamente feito em uma única etapa. Após a operação de forjamento, as peças são cortadas e perfuradas, se necessário. A camada de óxido é então removida por jateamento com tiras de bronze. Só usinagens menores são necessárias para atender às dimensões finais.

Após a usinagem, as torneiras passam por uma operação de aca8 Industrial Heating - Outubro 2010

bamento. Por ser rentável e resistente à corrosão, o cromo é normalmente usado. Antes que o bronze seja cromado, no entanto, primeiro é galvanizado com níquel. Uma fina camada de cromo galvanizado é então aplicada.

Mais acabamentos exclusivos podem ser aplicados usando o processo de deposição física de vapor (PVD - PHY), que aplica um revestimento de metal em uma câmara de vácuo. Esta câmara é composta por uma bomba de vácuo, um tanque que emite vários tipos de gases, um resistente à corrosão (zircônio), haste de direção, que é a fonte de metal; e prateleiras para a fixação das partes da torneira. Um arco elétrico aquece o alvo para vaporizar o material. Os gases são escolhidos de modo que um garanta a cor e outro a resistência à corrosão. O material do alvo combina com esses gases e adere à torneira, criando um vínculo quase indestrutível.

Tecnologia, necessidade, economia e ecologia resultaram no desenvolvimento de torneiras e componentes de torneira que são fabricados a partir de uma variedade de materiais, os quais utilizam técnicas de alta temperatura na sua fabricação. Um fabricante usa uma válvula com uma camada de diamante para dar vida à torneira. A válvula de diamante dura até cinco milhões de usos e mantém a água dentro da torneira fora do contato com contaminantes metálicos em potencial. Outra tecnologia, impulsionada pelo desejo de economizar dinheiro pela diminuição do uso de água quente ou regulamentos governamentais que requerem máximas taxas de fluxo, utilizam menos água enquanto apresentam o mesmo resultado de alto fluxo mesmo com uma quantidade de água 50% menor.

Algumas aplicações, como torneiras para cerveja, usam o aço inoxidável como material. A alavanca de aço inoxidável é mais durável que a de bronze para aplicações de uso pesado. Um fabricante está também adicionando um agente antibacteriano no aço inoxidável seguido por um processo de tratamento térmico de propriedade. A torneira não só mantém os benefícios do inox como também é resistente a bactéria E-coli e aos Staphylococcus Aureus.

Agora você já sabe algumas das muitas maneiras de transformação térmica de alta temperatura nas torneiras que usamos todos os dias e como nos ajudam a melhorá-las. IH

Você Sabia?

Processamento Térmico e Metais na Vida Diária

Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 9

O DOUTOR EM TRATAMENTO TÉRMICO

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A Influência do Manganês no Aço

É

Temperatura, °C

Fator de multiplicação

comum dizer que todo mundo e todas as coisas tem seus 15 minutos de fama em algum lugar, em algum tempo e de alguma forma. Desta forma, para o manganês, este tempo é agora. O efeito de um determinado elemento de liga tanto no processo de fabricação do aço como na resposta deste aço ao tratamento térmico depende do elemento de liga de forma individual e das suas interações (complexas) com os demais elementos de liga, tanto individual quanto coletivamente. O manganês (Mn) é considerado, seguindo o carbono, como o elemento de adição mais importante para o aço. Vamos entender mais.

Partindo-se estritamente da perspectiva do tratador térmico, o objetivo de se adicionar elementos de liga ao aço é melhorar a resposta do material ao tratamento térmico, que por sua vez resulta em propriedades físicas e mecânicas do aço melhores. A adição de elementos de liga pode ser feita por uma ou mais das seguintes razões:

mentar a temperabilidade • Ajudar a reduzir a distorção das peças • Produzir um tamanho de grão mais fino • Melhorar a resistência à tração sem redução considerável da ductilidade • Evitar trincas de têmpera • Ganhar tenacidade • Alcançar melhor resistência ao desgaste • Melhorar a dureza a quente • Alcançar melhor resistência à corrosão Além de sua função na desoxidação do aço e modificação dos sulfetos presentes, o manganês é um elemento de liga com função maior, tem interações complexas com o carbono e é utilizado para controlar inclusões. O manganês é benéfico para a qualidade superficial em todas as faixas de carbono, exceto para os aços efervescentes (<0,15%C) e é particularmente benéfico em aços com alto enxofre. O Mn contribui para resistência e dureza, mas em um grau menor ao do carbono. O aumento depende da quantidade de carbono, tendo o Mn maior efeito sobre os aços com alto carbono.

Altos teores de Mn diminuem a ductilidade e a soldabilidade (mas em menor grau que o C). O Mn também aumenta a taxa de penetração do carbono durante a cementação.

Os efeitos do manganês podem ser resumidos como:

1. Diminui a temperatura na qual a austenita começa a se decompor 2. Aumenta a região austenítica metaestável e atrasa o início de qualquer reação de decomposição da austenita 3. Favorece a formação de bainita inferior • e suprime a reação da bainita superior em Carbono, % Quantidade de elemento de liga, em % peso Autransformação isotérmica Fig. 2.

Efeito dos elementos de liga na Fig. 1. Efeito do manganês na forma do campo 4. É o elemento de liga mais efetivo para temperabilidade – fatores de multiplicação austenítico [2] a diminuição da temperatura de início da Grossman [2] Isoterma a 800°C

Manganês, % peso

Manganês, % peso

Fig. 3. Seções isotérmicas do diagrama ternário Fe-Mn-C a 600°C, 800°C e 1000°C

10 Industrial Heating - Outubro 2010

Isoterma a 1000°C

Carbono, % peso

Carbono, % peso

Carbono, % peso

Isoterma a 600°C

Manganês, % peso

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transformação martensítica (Ms) 5. Favorece a formação de martensita 6. Tem pequeno efeito na resistência da martensita e na mudança de volume da austenita para martensita 7. Tem efeito pequeno ou nulo sobre o endurecimento por solução sólida na austenita e entre 30-40 MN/m2 por % em peso na ferrita (o Mn aumenta a taxa de endurecimento por deformação devido a diminuição da energia de falha de empilhamento da austenita) 8. Devido a diminuição da temperatura Ms, o Mn evita o efeito deletério de auto-revenimento 9. Substancial refinamento de grãos devido a diminuição da temperatura de transformação 10. Em geral, diminui a temperatura de transição dúctil-frágil (devido a ação do refinamento do grão) 11. Aumenta a propensão a trincas em soldas devido ao seu efeito na temperabilidade. A severidade da sua influência depende, em grande parte, do tipo de aço e técnica de soldagem empregada

12. Não aumenta a susceptibilidade do aço a fratura devido a absorção de hidrogênio 13. Melhora o limite de fadiga 14. Reduz o número de ciclos para falha sob condições de alta deformação 15. Forma 5 carbonetos (Mn23C5, Mn15C4, Mn3C, Mn5C2 e Mn7C3), sendo o Mn3C o dominante, o qual forma uma faixa contínua de solução sólida com o Fe3C, reduzindo assim a solubilidade do carbono no ferro 16. Previne a formação de cementita fragilizante em contorno de grão 17. Suprime o limite de escoamento em estampagem profunda de aços devido ao efeito do refinamento dos grãos 18. Suprime o envelhecimento por deformação 19. Se combinado com o nitrogênio, apresenta efeito de endurecimento por solução sólida e melhora as propriedades em altas temperaturas 20. Aumenta a faixa de uso dos aços baixo carbono 21. Tem forte influência na morfologia da perlita em aços alto carbono

22. Aumenta a faixa de uso dos aços alto carbono devido a suas ações no refinamento do grão e da perlita 23. Aumenta os valores de resistência nos aços bainíticos devido a redução no tamanho de grão e aumento no endurecimento por dispersão 24. Permite que aços bainíticos sejam produzidos por endurecimento ao ar 25. Aumenta a temperabilidade 26. Diminui a velocidade das reações de revenimento na martensita 27. Auxilia a precipitação de interfases 28. Melhora as propriedades de austêmpera e martêmpera 29. Aumenta a fragilidade ao revenido, a não ser que a quantidade de carbono seja muito baixa e os traços de impurezas sejam mínimos 30. Em aços para molas, promove ductilidade e tenacidade a fratura sem perda indevida da resistência à tração 31. Reduz o risco de fragilidade e fissuras a quente quando a relação Mn/S é maior que 20:1, devido a formação de um eutético com o enxofre com ponto de fusão mais

Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 11

rial H

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alto que o sulfeto de ferro 32. Tem alta influência na anisotropia da tenacidade em aços trabalhados devido a habilidade de deformação do sulfeto de manganês durante o trabalho a quente 33. Forma 3 morfologias de sulfeto de manganês (Tipo I, II e III), que são dependentes do estado de oxidação do aço 34. Melhora a usinagem dos aços 35. Aumenta a estabilidade da austenita 36. Tem tamanho atômico próximo ao do ferro (Mn = 3,58Å e Fe = 3,44Å) 37. Diminui a energia de falha de empilhamento da austenita (em contraste com outros elementos de liga como o cromo ou o ferro) 38. Permite diminuir a temperatura de solução para os tratamentos de endurecimento por precipitação em austenitas altamente ligadas devido ao aumento na solubilidade de carbono 39. Forma compostos intermetálicos adequados para aços austeníticos endurecíveis por precipitação 40. Tem fator determinante no controle do processo de precipitação que ocorre durante a transformação isotérmica para austenita 41. Aumenta a taxa de penetração de carbono durante a cementação 42. Contribui, quando combinado com nitrogênio, para o desempenho dos aços inoxidáveis austeníticos endurecíveis por deformação 43. Melhora a resistência a corrosão a quente em atmosferas sulfurosas 44. Melhora a resistência ao desgaste em aços austeníticos conten-

do carbono quando a quantidade de carbono está entre 12 e 14% 45. Melhora a resposta dos aços baixa liga aos tratamentos termomecânicos 46. Aumenta a resistência de aços como os maraging pela produção de uma estrutura austenítica utilizando compósitos contendo manganês 47. Melhora o desempenho de aços TRIP 48. Promove o comportamento ferro-elástico em determinados aços 49. Menor tendência a segregação dentro de lingotes 50. Em geral, melhora a qualidade superficial Em resumo O manganês é o tipo de elemento de adição que é facilmente negligenciado, mas pode ter um papel bastante significativo ajudando os aços a atingir suas propriedades mecânicas e metalúrgicas (por exemplo, dureza ao austemperar um aço de médio a alto carbono). IH Para mais informações: Dan Herring é presidente da THE HERRING GROUP Inc., a qual é especializada em serviços de consultoria (tratamento térmico e metalurgia) e serviços técnicos (educação e treinamento industrial e assistência a processos e equipamentos). Ele também é professor pesquisador associado do Instituto de Tecnologia de Illinóis – Centro de Tecnologia de Processamento Térmico, nos EUA. E-mail: dherring@heat-treat-doctor.com

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Tratamento Térmico Tratamento Térmico

Martensita e Austenita Retida George F. Vander Voort – Consultor, Struers Inc.; Westlake, Ohio, EUA. O desenvolvimento da martensita é uma etapa crítica em muitos ciclos de tratamento térmico. Este artigo examina as condições sob as quais a austenita é retida e os problemas associados à sua presença, à sua detecção e à sua quantificação.

D

Dureza (DPH)

História Há cerca de 100 anos, o tratamento térmico dos aços era certamente uma arte já que a ciência por trás dele estava somente começando a ser entendida. O controle do tamanho de grão na cementação estava tornando-se possível com os trabalhos de McQuaid e Ehn.

Dureza Rockwell C

ependendo da quantidade de carbono na fase mãe austenita, formam-se ripas de martensita (baixo carbono) ou agulhas de martensita (alto carbono), ou ainda, uma mistura das duas morfologias. Em geral, as ripas de martensita estão associadas com elevada tenacidade e ductilidade e baixa resistência mecânica, enquanto a estrutura de agulhas da martensita apresenta maior resistência mecânica embora seja frágil e não-dúctil.

Aumentar a quantidade de carbono na austenita também diminui as temperaturas de início da transformação da martensita (Ms) e a temperatura final de transformação da martensita (Mf), o que dificulta a transformação total de toda a austenita em martensita. Quando isto ocorre, temos austenita retida, cuja ocorrência pode ser tanto extremamente danosa ou desejada dependendo das aplicações.

Eles descobriram que pequenas adições de alumínio manteriam o pequeno tamanho de grão após longas exposições, geralmente de 8 a 10 horas na temperatura de cementação. Antes disso, estruturas de grãos grosseiros podiam ser observadas nas camadas cementadas o que iniciaria uma fratura frágil intergranular sob cargas mínimas.

Depois, Grossman e Bain desenvolveram a teoria de temperabilidade onde o diâmetro crítico ideal (DI) poderia ser calculado à partir do tamanho de grão inicial da austenita e da composição.

Então, o DI poderia ser utilizado para estimar o perfil de dureza como temperado de uma barra com seção uniforme dada uma resistência à têmpera particular.

Na mesma época, os diagramas de transformação isotérmica (TI) foram desenvolvidos, e tornou-se mais fácil identificar a microestrutura até então pouco entendida da bainita superior e inferior. Um diagrama TI, ao mesmo tempo que é útil para o entendimento das microestruturas e o desenvolvimento de ciclos de recozimento, não é útil para o entendimento das estruturas de tratamento térmico. Este problema foi resolvido com o desenvolvimento da curva de transformação contínua no resfriamento (TRC). Pouco tempo depois o autor juntou-se ao Laboratório de Pesquisas Homer da Bethlem Steel, eles haviam desenvolvido os diagramas TRC utilizando o método das barras Jominy – um processo um pouco mais complicado. Os diagramas TRC baseados em dilatometria eram muito mais fáceis de serem obtidos e em menor tempo, mas este equipamento só veio depois.

% em peso de carbono

Fig. 1. Resumo das durezas como-temperado para aços ligas Fe-C, por Krauss [2].

Avanços Tecnológicos O desenvolvimento da tecnologia de folhas finas para a microscopia eletrônica de transmissão (MET) forneceu um entendimento Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 13

Fig. 2. Dureza das amostras como-temperada de ligas Fe-C com até 2% C, por Litwinchuck et al. [3].

muito mais profundo dos detalhes finos da microestrutura do aço, que devido as suas dimensões, estavam muito além da resolução de um microscópio ótico (MO). O desenvolvimento dos diagramas TI e TRC mostraram que a temperatura de início da transformação martensítica está relacionada com a composição da austenita, sendo a quantidade de carbono o fator mais crítico.

Problemas associados com a quantidade excessiva de austenita retida atormentam a indústria do aço ferramenta desde o século 19. A difração de Raios-X foi a primeira ferramenta para estudar a austenita retida e fazer sua quantificação, mas ela não podia mostrar a microestrutura. Com o uso de MO não era possível enxergar a austenita retida em frações volumétricas inferiores a 10 ou 15%. As folhas finas para MET poderiam detectar e fotografar a austenita retida mesmo em níveis em torno de 2% com um cuidadoso uso de iluminação em campo escuro. A morfologia da martensita dificulta a distinção de pequenas partículas de martensita dentro de um reticulado padrão complexo de agulhas de martensita. Nas ripas da martensita de baixo carbono, as folhas finas de austenita retida poderiam ser vistas com um trabalho muito cuidadoso em MET, mas era um trabalho muito difícil.

Aços Ferramenta Na indústria do aço ferramenta, uma quantidade excessiva de austenita retida é considerada prejudicial. O que exatamente significa “excessivo” é difícil de definir já que não existem dados suficientes, e o que é excessivo será definido pela classe do aço e respectiva aplicação. Por exemplo, um aço com relativamente baixo carbono e 5%Cr para matrizes de trabalho a quente, como o H11 e o H13, têm sido usados por anos como blocos-padrão. Qualquer mudança dimensional com o tempo precisa ser evitada. Conseqüentemente, 14 Industrial Heating - Outubro 2010

% em peso de carbono

Temperatura Ms [°F]

% em peso de carbono

estes aços são revenidos três vezes em temperaturas relativamente altas onde a martensita será convertida em martensita virgem ou bainita, e serão revenidas no próximo ciclo de revenimento.

Em outras aplicações, qualquer austenita retida observável (por MO) será prejudicial. As tensões em serviço converterão a austenita retida em martensita no primeiro uso. Como a quantidade de carbono na austenita retida é alta, a martensita que se forma é altamente tetragonal e resulta em trincas por expansão no aço cuja matriz não é dúctil o suficiente para tolerar estas tensões de expansão.

Em engrenagens cementadas, por outro lado, somente uma camada fina da superfície é cementada e talvez contenha de 20 a 25% de austenita retida. O restante da engrenagem é bastante dúctil (comparado a um aço ferramenta), um aço ligado baixo carbono. As engrenagens, em geral, não sofrem um impacto com carga como um aço ferramenta para matrizes, assim, as tensões são muito menores e dificilmente a austenita retida se transformará em serviço. Se a austenita retida se transformar, o aço em torno e abaixo dela é dúctil o suficiente para acomodar as deformações sem fraturar. A austenita retida se torna estável com o tempo, e pode se transformar em martensita à temperatura ambiente. Samuels [1] afirmou que cerca de 5% da austenita presente após a têmpera e o revenimento em baixas temperaturas (<200°C) irão se transformar em martensita logo após a têmpera ou em um período de meses.

Temperatura [°C]

Dureza Rockwell C

Tratamento Térmico

Fig. 3. Relação entre a quantidade de carbono, o tipo de martensita e a temperatura Ms. [4]

Influência da Quantidade de Carbono na Austenita Começando na década de 1930 com o desenvolvimento do conceito de temperabilidade, uma série de pesquisadores demonstrou que a dureza da martensita como-temperada aumenta de uma forma relativamente linear com a variação de 0,05 a 0,5% de carbono. A figura 1 mostra dados de diversos autores resumidos por Krauss. [2] Observe que quando a quantidade de carbono na austenita é maior do que 0,8%, a dureza como-temperada cai. Isto ocorre devido à presença de austenita retida, que é muito mais mole que as agulhas de martensita. Litwinchuk et al.[3] levan-

Tratamento Térmico

tou curvas para um aço com cerca de 2% de carbono e mostrou o efeito de se reter grandes quantidades de austenita retida na dureza como-temperado.

A figura 3, do trabalho de Fig. 4. Martensita isenta de carbono em Marder e Krauss um aço maraging 18Ni250 (Fe - <0,03%C [4], mostra que as – 18,5%Ni – 7,5%Co - 4,85%Mo – 0,4%Ti relações entre o – 0,1%Al) atacada com reagente de Fry tipo de martensita (1000x – barra de aumento com 10µm de observada, a comprimento). quantidade de carbono e a temperatura de início da martensita para ligas Fe-C. As figuras 4 e 5 ilustram o aspecto por MO da martensita isenta de carbono em um aço maraging e as ripas de martensita em um aço baixo carbono de ultra-alta resistência (AerMet 100). A figura 6 mostra agulhas de martensita, austenita retida e cementita

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intra e transgranular em um aço cementado 9310. As agulhas de martensita, em geral, apresentam microtrincas oriundas do impacto de uma agulha que esta crescendo com outra previamente formada.

Estas trincas podem iniciar falhas subseqüentes.

Speich e Leslie [5] mostraram como o aumento na quantidade de carbono na austenita causou o aumento na porcentagem de austenita retida, a Ms diminuiu e houve Fig. 5. Martensita de baixo carbono em um aço de ultra-alta resistência AerMet 100 uma mudança no na Tecnologia Carpenter (Fe – 0,23%C – tipo de martensita de 13,5%Co – 11,1%Ni – 3,1%Cr – 1,2%Mo) ripas para agulhas. tratado termicamente (1093°C, AC, enveOs trabalhos de lhecimento a 675°C por 6 horas, AC) para Payson e Savage aumento do tamanho de grão e atacado com 10% de metabissulfito de sódio (100x). em 1944 e os de

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16 Industrial Heating - Outubro 2010

% Volumétrica de

Detecção da Austenita Retida Através dos anos, o autor tentou muitos ataques, inclusive ataques coloridos, em um esforço para tentar colorir preferencialmente a austenita retida. Na maioria dos casos, estes esforços falharam.

Muitos anos atrás, um pesquisador publicou um pequeno artigo dizendo que a adição de 1% de cloreto de zefiran – um agente freqüentemente adicionado ao Picral 4% para aumentar a velocidade de ataque [6] – revelaria a austenita retida criando um contraste fortíssimo entre a martensita escura e a austenita Fig. 6. Martensita de alto carbono (azul não-atacada.

Este e marrom), austenita retida (branca), autor disse ser capaz mais cementita inter e intragranular em de ver e medir, por uma amostra cementada de um aço 9310 atacado com reagente de Behara (100ml contagem de pontos, de água, 10g de Na2S2O3 e 3g de K2S2O5) a austenita retida em – 1000x (barra de aumento com 5µm de frações inferiores a comprimento).

2% nos aços.

O autor tentou duplicar estes experimentos utilizando um aço cementado 8720, utilizado para mancal de rolamento ferroviário.

Infelizmente, não eram conhecidos detalhes sobre o processamento destes mancais, logo a preparação metalográfica era desconhecida. Mas, as amostras já haviam sido analisadas por difração de raios-X (DR-X). Três peças deram os seguintes resultados: 25,4%, 19,7% e 16,2% de austenita retida. As amostras foram embutidas em uma resina de epoxi com cura em baixas temperaturas, lixadas e polidas. Nital com o cloreto de zefiran revelou a austenita retida muito melhor do que o Nital sem a adição, e maiores quantidades de austenita retida foram observadas com esta adição. O resultado da análise de imagens, no entanto, foram muito baixos comparados aos resultados de DR-X. Com certeza, é possível que alguma austenita retida tenha se transformado isotermicamente entre o tempo da DR-X e da análise de imagens – um tempo que deve ter sido em torno de alguns anos.

A figura 8 mostra a microestrutura do mancal de rolamento o qual foi relatado conter 25,4% de austenita retida atacado com Nital 4% + 1% de cloreto de zefiran. A imagem, por olho, não pa-

% Volumétrica Relativa de Martensita de Ripas

Andrews em 1965 desenvolveram fórmulas empíricas para calcular a Ms baseados na composição, e não simplesmente na quantidade de carbono. O carbono, com certeza, tem o maior efeito, mas a influência de outros elementos de liga que também diminuem a temperatura Ms não podem ser ignorados. A temperatura Mf cai junto com a Ms, assim, as fórmulas prevêem somente a temperatura Ms.

Temperatura Ms [°C]

Tratamento Térmico

% em peso de carbono

Fig. 7. Influência da quantidade de carbono da austenita na porcentagem de ripas (ou agulhas) de martensita, na temperatura Ms e na porcentagem de austenita retida. [5]

rece conter 25% de austenita retida, e a medida pelo analisador de imagens deu 13,3% com este ataque (e menos com outros ataques).

A amostra com 19,7% de austenita retida apresentou 8,5% pelo analisador de imagens com este ataque, e a amostra com 16,2% apresentou 1,2% com o analisador de imagens com este ataque.

Em geral, este é o tipo de diferença que o autor tem observados em experimentos prévios.

Uma nova técnica utilizando microscopia eletrônica de varredura (MEV) foi desenvolvida. Chamada de difração por elétrons retro-espalhados (EBSD), ela tem a habilidade de mapear a microestrutura de acordo com as diferenças de estruturas cristalinas. O autor tentou recentemente (cerca de Fig. 8. Superfície do aço 8720, cementada, de 5 anos depois um mancal de rolamento ferroviário atacado do trabalho com com Nital + 1% de cloreto de zefiran. Analisao analisador de dor de imagens forneceu 13,3% de austenita imagens) deter- retida enquanto a difração de raios-X 25,4% minar a quanti- (1000x). dade de austenita retida da amostra de 25,4% por EBSD. Alguns autores dizem que o EBSD pode detectar e medir a austenita retida em quantidades abaixo de 2% e obter dados que coincidem com os dados de DR-X. A amostra com 25,4% foi re-preparada metalograficamente utilizando o melhor procedimento para EBSD e analisado por Stefan Zaefferer do Max Planck Institute for Steel Research em Düsseldorf, Alemanha.

Tratamento Térmico

A análise por EBSD revelou apenas cerca de 5% de austenita retida nesta amostra. Uma análise do mapa de pixels no em torno das marcas de austenita retida revelou que muitas apareceram pretas no mapa de indexação de qualidade, indicando que eles não produziram um padrão de difração indexável. É possível que estes pixels fossem de austenita que se transformou em martensita virgem. Mas mesmo que estes pixels fossem adicionados aos pixels da austenita CFC, a porcentagem ainda seria menor do que 25,4%.

DR-X, e então por MO e EBSD. Estes testes serão feitos rapidamente, e outros laboratórios participarão para avaliar a reprodutibilidade dos dados. Alguns experimentos serão realizados em data posterior para verificar a influência do tempo deste o tratamento térmico até a data escolhida. IH

Trabalhos Futuros Trabalhar com amostras cementadas apresenta dificuldades devido a variação de carbono e de microestrutura. O autor está planejando trabalhos adicionais de EBSD com o Dr. Zaefferer utilizando barras de 30mm de diâmetro (para evitar problemas com o embutimento e condutividade) das ligas O1 e 52100, aços alto carbono com temperabilidade suficiente para serem totalmente solubilizados e com carbono e elementos de liga suficientes para produzir mais de 10% de austenita retida. Como a quantidade de elementos de liga não é muito alta, as interferências pelos picos de carbonetos e textura na DR-X devem ser mínimas. Amostras das seções transversal e longitudinal serão preparadas e testadas por

Referências:

Para mais informações: Contate George F. Vander Voort, diretor, Pesquisa e Tecnologia, Buehler Ltda., EUA 41 Waukegan Road, Lake Bluff, IL 60044; tel.: +1 847-295-4590; e-mail: George.VanderVoort@buehler.com; web: www.buheler.com.

1. L.E. Samuels, Light Microscopy of Carbon Steels, ASM International, Materials Park, OH, 1999, p. 273.

2. G. Krauss, “Martensitic Transformation, Structure and Properties in Hardenable Steels," in Hardenability Concepts with Applications to Steel, D.V. Doane and J.S. Kirkaldy, eds., AIME, Warrendale, PA, 1978, pp. 229248.

3. A. Litwinchuk et al., J. Material Science, Vol. 11, 1976, p. 1,200.

4. G. Krauss, Principles of Heat Treatment of Steel, ASM, Meterials Park, OH, 1980, p. 52.

5. G.R. Speich and W.C. Leslie, Met. Trans., Vol. 3, 1972, p. 1,043.

6. G.F. Vander Voort, Metallography: Principles and Practice, McGraw-Hill Book Co., NY, 1984; ASM International, Materials Park, OH, 1999.

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Teste dede Materiais Teste Materias

Revelando Contorno de Grão Austenítico Primário em Aços Tratados Termicamente

George F. Vander Voort – Consultor, Struers Inc.; Westlake, Ohio, EUA. As propriedades mecânicas dos aços tratados termicamente são fortemente influenciadas pelo tamanho de grão austenítico de antes da têmpera. Mas, revelar o tamanho de grão austenítico primário “TGAP” (PgGBS ou PAGBs – prior-austenite grain boundaries) após a têmpera pode ser bastante complicado dependendo da liga e da microestrutura.

H

á diversos procedimentos bem estabelecidos (veja ASTM E 112, por exemplo) que são utilizados para decorar os TGAPs durante um ciclo de tratamento térmico, por exemplo, o ensaio de cementação McQuaid-Ehn (Fig. 1) e o ensaio de oxidação. Em alguns aços de médio carbono, com uma taxa específica de resfriamento, precipitará ferrita pró-eutetóide nos contornos de grão da austenita antes da têmpera, enquanto nos aços alto carbono (em geral, aços ferramenta hipereutetóides) precipitará cementita pró-eutetóide nos contornos de grão austeníticos

antes da têmpera se resfriados lentamente a partir de temperaturas elevadas. Estas condições são geralmente observadas em aços no estado bruto de fusão ou como-laminados, como mostrado nas figuras 2 e 3. Mas estes métodos não podem ser aplicados para determinar o TGAPs de um aço ou peça que já tenha sido tratado termicamente, pois estes métodos produzirão diferentes tamanhos de grão. Para este problema – e isto é muito comum em análise de falhas – a única técnica que pode ser utilizada é o ataque químico para revelar o TGAPs.

Histórico do Desenvolvimento de Ataques para revelar o TGAPs Um dos ataques mais antigos para revelar com sucesso o TGAPs em alguns aços foi o reagente Villela, publicado em 1938.

[1] Este ataque teve um sucesso limitado, principalmente com aços ferramenta. Na seqüência, Schrader modificou o reagente Villela, mas com resultado também limitado. Em 1949, Miller e Day[2] publicaram um reagente aquoso com 5% de cloreto férrico para aços martensíticos com baixo carbono. Também são sugeridas soluções aquosas com cloreto férrico e HCl. O Nital, geralmente em concentrações entre

Fig. 1. Microestrutura do aço liga 9310 após o ensaio McQuaid-Ehn utilizando picrato de sódio alcalino (90°C – 45 segundos) para escurecer a cementita precipitada nos contornos de grão austeníticos primários (barra de aumento com 100 µm de comprimento).

Fig. 2. Ferrita pró-eutetóide precipitada nos contornos de grão austenítico primário em um aço no estado bruto de fusão; Fe – 0,38%C – 0,26%Si – 0,79%Mn. (Nital 2%)

Fig. 3. Cementita pró-eutetóide precipitada nos contornos de grão austeníticos primários durante o resfriamento da laminação a quente em um aço ferramenta Fe – 1,31%C temperável em água. A cementita foi escurecida utilizando picrato de sódio alcalino (90°C – 60 segundos), 500x.

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Teste de Materiais

2 e 10% (não armazene mais de 3% de HNO³ em etanol em recipientes totalmente fechados, pois ele pode explodir), revelará o contorno de grão em poucos aços – aços ferramenta altamente ligados na condição como-temperados ou levemente revenidos, como o D2 ou aços rápidos.

O primeiro reagente com razoável sucesso para determinação do TGAPs foi publicado em 1955 por Bechet e Beaujard[3] utilizando uma solução aquosa saturada em ácido pícrico (que tem sido utilizado em estudos de fragilidade ao revenido) contendo 0,5% de um agente de molhamento, “Teepol” (alquil-sulfonato de sódio), a temperatura ambiente. Este reagente foi a base de muitas modificações posteriores buscando aumentar sua eficiência.

O autor tentou este ataque[4] em amostras de 8620, 4140 e 5160 na condição como temperado e após revenimentos a

Fig. 4. Trincas de corrosão sob tensão intergranulares em um aço 4340 reveladas pelo ataque em solução aquosa saturada com ácido pícrico, mais HCl e Nacconol 90G como agente de molhamento (80°C – 60 segundos), barra de aumento com 20 µm de comprimento.

200, 420 e 650°C utilizando sulfonato tridecilbenzeno de sódio como agente de molhamento. O reagente não revelou os contornos de grão nas amostras de 8620. Ele revelou os TGAPs nas amostras de 4140 e 5160 como temperadas e revenidas a 200 e 420°C, mas não revelou os TGAPs em nenhuma das amostras revenidas a 650°C. Tanto a martensita quanto a bainita re-

venidas respondem a este ataque, mas somente em aços de médio ou alto carbono e se revenidas abaixo de 560°C. Sabe-se que soluções aquosas de ácido pícrico saturadas com um agente de molhamento (utilizada em temperatura ambiente) revelam o TGAPs se houver fósforo presente nos contornos de grão, e isto será mais fácil se a amostra tiver sido

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Teste de Materias

a)

b)

Fig. 5. Ataque com Nital 2% (a) revela pacotes de placas de martensita; ataque com solução aquosa saturada com ácido pícrico com HCl e agente de molhamento a 20°C (b) revelou de forma fraca os contornos de grão da austenita primária em um aço para vaso de pressão SAE 723, Grau 3, Classe 3 (Fe – 0,33%C – 0,25%Mn – 0,13%Si – 3,55%Ni – 1,66%Cr – 0,48%Mo – 0,12%V). Utilizando solução aquosa saturada com ácido pícrico mais HCl e um agente de molhamento a 90°C, entretanto, revelou o contorno de grão austenítico primário.

tratada na faixa de fragilidade ao revenido.

[5] A segregação de estanho ou antimônio no TGAPs, que também causam fragilidade ao revenido, não ajudam a revelar o TGAPs em aços sem fósforo.[6,7] Preece e Carter [8] mostraram com a utilização de MET (microscópio eletrônico de transmissão) que havia uma diferença clara na aparência entre os contornos de grão que foram fragilizados com o revenido devido a alta concentração local de fósforo comparado com amostras não-fragilizadas com uma concentração local de fósforo mais baixa, de qualquer forma, a solução aquosa saturada com ácido pícrico revelou o TGAP em ambos os casos e, no microscópio ótico eles são bastante similares.

Fig. 7. Contornos de grão austenítico primários em um aço modificado 4330V, completamente martensítico com somente 0,005%P (Fe- 0,29%C – 0,39%Mn – 3,54%Ni – 1,69%Cr – 0,54%Mo – 0,11% V), revenidos a 600°C – ataque com solução aquosa saturada com ácido pícrico mais HCl e agente de molhamento, a 90°C por 60 segundos.

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Estudos conduzidos neste mesmo período examinaram o efeito de uma variedade de agentes de molhamento na resposta ao ataque. Nelson[9] conduziu a maior comparação utilizando cinco agentes de molhamento, incluindo o mais popular, o sulfonato de tridecilbenzeno, com diversos reagentes incluindo a solução aquosa saturada com ácido pícrico. Sem a adição do agente de molhamento, os TGAPs não foram revelados. Quando este agente de molhamento era adicionado, a estrutura geral era suprimida e os TGAPs revelados. Nenhum dos outros agentes testados foi eficaz. Há uma revisão dos diversos estudos sobre agentes de molhamento em reagentes.[10] A versão original do agente

a)

de molhamento tridecil tem uma cadeia molecular ramificada, o que a torna difícil de produzir e tem uma biodegradabilidade ruim. Versões mais recentes tem cadeias lineares e são biodegradáveis. Kilpatrick[14] avaliou a versão dodecil deste agente, que é produzido mais facilmente, é prontamente biodegradável e funciona bem. Conseqüentemente, este agente de molhamento é o mais utilizado atualmente para revelar TGAPs. Barraclough[11] reviu os reagentes utilizados por 10 diferentes autores para revelar o TGAPs. Ele conclui que era necessário fragilizar ao revenido as amostras para obter uma delineação adequada dos contornos de grão para permitir que fossem realizadas medidas do tamanho de grão. Seu trabalho confirmou que o ácido pícrico é o melhor agente para revelar os TGAPs e que o solvente utilizado também é algo crítico. Os alcoóis não funcionam, mas água ou éter apresentam bons resultados. O éter de petróleo é menos perigoso que o éter etílico, mas ambos são explosivos quando aquecidos acima de 100°C, e eletricidade estática também pode causar explosões. Diversos agentes de molhamento foram testados, todos foram adequados, mas, ele preferiu o “Teepol” (Teepol é a marca registrada da Shell Chemical Corporation de Houston, Texas). Ele verificou que a solução aquosa poderia ser utilizadas em temperaturas de até 85°C, mas ele não

b)

Fig. 8. Contornos de grão da austenita primária revelados em um aço 8620 utilizando solução aquosa saturada com ácido pícrico + HCl e um agente de molhamento, a 80-90°C por 60 segundos. (a) amostra temperada e após revenimento a (b) 200°C.

Teste de Materiais

indicou se temperaturas mais altas produziram algum benefício ou dano. Barraclough lavou suas amostras e levemente as re-poliu para reduzir os detalhes de ataque da martensita dentro dos grãos, o que atualmente é uma prática comum.

Brownrigg et al.[12] seguiram neste estudo com uma leve modificação que eles afirmaram permitir revelar os TGAPs para aços como temperados de 0,3 a 0,8%C com estrutura bainítica. Eles utilizaram uma solução aquosa de 100 ml saturada com ácido pícrico, mais 2 ml de “Teepol”, mais 6 gotas de HCl. Após a mistura, eles filtraram o excesso de ácido pícrico, o qual eles afirmaram reduzir as manchas da superfície da amostra. Eles imergiram a amostra a temperatura ambiente por um tempo entre 4 e 10 minutos. Eles demonstraram que era possível revelar os TGAPs em aços baixo carbono (0,04%C), com estrutura bainítica como laminada, que não

a)

b)

Fig. 6. (a) com Nital, os contornos de grão da austenita primária não são revelados no aço martensítico A-350 (LF3) – (Fe – 0,07%C – 0,74%Mn – 3,66%Ni – 0,2%Cr – 0,07%Mo) – revenido a 730°C, mas, (b) são revelados utilizando solução aquosa saturada com ácido pícrico mais HCl e um agente de molhamento a 90°C por 2 minutos.

havia sido recristalizada após a laminação a quente.

Bodnar et al.[13] estudaram o desenvolvimento dos TGAPs em aços para rotor de CrMoV utilizando 13 reagentes diferentes.

A solução aquosa saturada em ácido pícrico produziu melhores resultados que os demais, mas ainda mostrou-se inadequada.

Revenir as amostras na faixa de fragilidade

não ajudou, pois, as amostras continham uma quantidade muito baixa de fósforo. A adição de pequenas quantidades (3-5 gotas por 50 ml de reagente) de HCl ao reagente produziu resultados notoriamente melhores. O ataque foi realizado por 5-8 minutos em um béquer imerso em um equipamento de ultrassom para agitação (o nível da água do ultrassom deve estar abaixo do

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a)

b)

Fig. 10. Contornos de grão da austenita primária em aço 4340 transformado isotermicamente para bainita inferior utilizando ataque em solução aquosa saturada em ácido pícrico + HCl e agente de molhamento após revenimento a (a) 150°C e (b) 260°C. Estas amostras foram re-polidas após o ataque.

nível do reagente no béquer, ou o béquer virará). Este procedimento foi seguido de um leve re-polimento para remover parte dos detalhes do ataque dentro dos grãos.

Outros reagentes para revelar os TGAPs tem sido desenvolvidos; a referência [4] lista 28 reagentes publicados para este propósito antes de 1984.

Procedimento Experimental Antes das amostras serem atacadas, elas precisam ser preparadas de forma adequada para se obter um alto nível de qualidade. O primeiro passo, e mais crítico, é o corte, que precisa ser realizado para se produzir o mínimo dano possível. Utilize máquinas cut-off de disco abrasivo (evite cortes com maçaricos, cisalhamento, serras de fita, pois, estas podem induzir muitos danos) com lâmina/disco projetada para metalografia e para aços com a dureza da amostra sendo preparada.

Em geral, a amostra é embutida, mas isto não é necessário se a estrutura das extremidades da amostra não for importante (como de uma amostra retirada do interior de uma peça). Inicie o lixamento com lixa de SiC, utilizando a menor granulometria possível.

Como regra, inicie o lixamento de aços com dureza ≥60 HRC com lixa 120#; para aços com dureza entre 35 e 60 HRC comece com lixa 180#; e para aços com dureza <35 HRC inicie com lixas de 220# a 240#.

A seguir, a amostra deve ser polida utilizando panos planos e com baixa resiliência, como os DP/MD-Plan ou DP/MD-Pan com diamante de 9µm, utilizando uma carga de 25-30 N por amostra, 150 rpm, 22 Industrial Heating - Outubro 2010

por pelo menos 5 minutos. Depois, faça o polimento com panos DP/MD-DAC, DP/ MD-DUR ou DP/MD-SAT com diamante de 3µm, mesma carga e rotação, por 5 minutos. Para aços martensíticos e bainíticos que serão atacados para revelar os tamanhos de grãos austeníticos primários, não é necessário o polimento em 1µm. A etapa final seria utilizar tanto um pano de neoprene sintético (como o DP/MD-Chem) ou um pano “napped” ou “flocked” (como o DP/MD-Floc ou DP/MD-Nap) utilizando sílica coloidal (como a OP-S) ou uma

suspensão neutra de alumina (como a OP-AN). O polimento é, em geral, conduzido a 120-150 rpm, mesma carga, de 1 a 3 minutos.

Uma boa prática é atacar a amostra levemente após o polimento com um reagente de uso comum, como o Nital-2%, para ver qual a estrutura básica e quão bem preparada está a amostra antes de seguir com o ataque com a solução aquosa saturada em ácido pícrico. Após esta primeira verificação, repita o último polimento por pelo menos 1 minuto para retirar este ataque. A limpeza após cada etapa de polimento é importante para evitar contaminação na próxima etapa e, por conseqüência, resultados ruins.

O autor utilizou solução aquosa saturada em ácido pícrico mais um agente de molhamento e uma pequena adição de HCl (quando os aços contêm mais de 1%Cr) por algum tempo, mas, a princípio a temperatura ambiente. As amostras devem ser colocadas com a face polida na vertical em um béquer com pelo menos 100 ml de reagente dentro de um ultrassom (o nível de água dentro do ultrassom não deve ser superior

a)

b)

c)

d)

Fig. 9. Contornos de grão da austenita primária em aço 4140 completamente martensítico revelados por ataque em solução aquosa saturada em ácido pícrico + HCl e agente de molhamento, 80-90°C; (a) amostra na condição temperada; e após revenimento a (b) 200°C; (c) 430°C e (d) 650°C.

Teste de Materiais

ao nível do reagente no béquer, ou o mesmo tombará). O tempo para ataque a temperatura ambiente deve ser de 7 minutos.

Os resultados com amostras de 8620, 4140 e 5160 são descritos a seguir (sem a adição de HCl). Um re-polimento leve sempre foi tentado para tentar melhorar a visibilidade dos contornos de grão. Devido a dificuldade de se conseguir o sulfonato de tridecilbenzeno de sódio, o autor mudou para a versão dodecil sem diferença aparente.

Resultados Diversas porcas do aço 4340, tratadas termicamente, que quebraram em uso em uma plataforma de petróleo foram analisadas. Para verificar se as trincas eram intergranulares, as amostras foram atacadas em uma solução aquosa saturada com ácido pícrico e filtrada com HCl utilizando NACCONOL 90G como agente de molhamento (Nacconol é a marca regis-

trada da Stepan Company de Northfield, Ilinóis). Ele é descrito como um benzeno-alquil-sulfonato de sódio. No catálogo da MSDS, a composição é dada como 90-93% de dodecil bezeno sulfonato de sódio, 5% de sulfato de sódio, 1% de cloreto de sódio e 1,5% de água. Foram adicionadas 6 gotas de HCl por 100 ml de solução aquosa saturada em ácido pícrico (1-500 ml). Após a mistura, o excesso de ácido pícrico foi removido por filtração.

O ataque foi feito a temperatura ambiente por 7 minutos utilizando um ultrassom para agitação. Entretanto, os resultados foram pouco significativos.

Daí, o autor aqueceu a solução entre 8090°C (abaixo do ponto de ebulição para atrasar a evaporação). As amostras foram atacadas por 2 minutos e então polidas novamente. Os resultados foram excepcionalmente bons, como mostrado na Fig. 4, revelando trincas por corrosão quase que

completamente intergranulares (a dureza do material estava acima do limite de segurança para aços de alta resistência em águas salgadas).

Em um estudo com o aço SAE 723 Grau-3 Classe-3 forjado para vasos de pressão, era necessário revelar a estrutura do grão austenítico primário. Um pesquisador anterior havia atacado a amostra com Nital 2% e dito que havia revelado um tamanho de grão austenítico primário muito grosseiro. Como o Nital somente revelou as placas de martensita e deu um ataque de contraste entre os pacotes de placas, o autor utilizou como reagente a solução saturada em ácido pícrico, mais HCl e Nacconol 90G como agente de molhamento.

A Figura 5a mostra um exemplo da estrutura atacada com Nital, revelando um tamanho grosseiro dos pacotes de placas de martensita. Primeiro, o ataque com solução saturada em ácido pícrico foi utilizado

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Teste de Materias

a temperatura ambiente, mas os resultados (Fig. 5b) não foram adequados. A amostra foi polida novamente e atacada a 90°C, e os resultados foram muito melhores já que houve um ataque bem menor da estrutura.

No microscópio ótico, a iluminação em campo escuro evidenciou um maior contraste para revelar os contornos de grão.

O valor do re-polimento após o ataque é ilustrado na Figura 6, que mostra uma amostra de A-350 (LF3) de um aço alta liga (Fe - 0,07%C - 0,74%Mn – 3,66%Ni – 0,2%Cr – 0,07%Mo). Note a quantidade muito baixa de carbono, o qual, em geral, torna esta tarefa impossível. A quantidade de fósforo também era muito baixa, 0,008%, e a amostra foi temperada a 730°C. Estes três fatores, quantidade de carbono e fósforo muito baixa e alta temperatura de revenimento, em geral, tornaria impossível revelar os TGAPs. Mas, como mostrado na Figura 6, isto foi possível com o reagente aquecido. Esta figura também mostra o benefício de um polimento leve e cuidadoso após o ataque para remover detalhes estranhos dentro dos grãos e tornar os contornos de grão mais visíveis. Uma amostra de um forjado do aço modificado 4330V com somente 0,005% de fósforo que foi temperado a 600°C também foi atacado com sucesso (Fig.7). Com esta baixa quantidade de P e alta temperatura de revenimento, outras variações de reagentes não revelariam os TGAPs. Para este estudo, o autor re-preparou as amostras previamente mencionadas de 8620 e 4140 que estavam no estado temperado e temperado e revenido (200, 430 e 650°C). Elas haviam sido atacadas com o reagente de solução aquosa saturada com ácido pícrico sem adição de HCl a temperatura ambiente. Desta vez, foi adicionado o HCl e o ataque foi feito entre 80 e 90°C de 60 a 120 segundos. A Figura 8 mostra as amostras da liga 8620 completamente martensíticas nas condições temperada e temperada e revenida, enquanto a Figura 9 as amostras do aço 4140 totalmente martensíticas nas mesmas condições de tratamento térmico. Em todos os casos, os contornos de grão austenítico primário 24 Industrial Heating - Outubro 2010

estão visíveis.

Quatro amostras da liga 4340 foram transformadas isotermicamente para bainita inferior e, então, revenidas a 150, 250, 370 e 480°C. Elas foram atacadas com a solução aquosa saturada com ácido pícrico contendo HCl e Nacconol 90G como agente de molhamento. A Figura 10 mostra as amostras revenidas a 150 e 250°C que foram cuidadosamente re-polidas após o ataque. Os resultados foram similares aos das duas amostras revenidas a 370 e 480°C. Conclusões Revelar o tamanho de grão austenítico primário tem sido uma das tarefas mais difíceis e frustrantes os laboratórios metalográficos / materiolográficos. O reagente de maior sucesso tem sido a solução saturada com ácido pícrico contendo um agente de molhamento, geralmente, o dodecil benzeno sulfonato de sódio, a temperatura ambiente por períodos de 4 a 20 minutos.

Entretanto, este ataque foi incapaz de revelar os TGAPs nos aços martensíticos ou bainíticos com quantidades de carbono abaixo de ~0,03% ou com quantidades de fósforo abaixo de ~0,010%, mesmo quando submetidos a revenimento na faixa de temperaturas de fragilidade ao revenido quando já foram revenidos a 560°C. Entretanto, se uma pequena quantidade de HCl for adicionada ao reagente e o mesmo for utilizado entre 80 e 90°C (os resultados foram bons a 70°C quando testados em uma amostra), estas limitações são superadas. A filtragem da solução antes do uso ajuda a reduzir manchas e ataque por pite. Um re-polimento cuidadoso e com baixa pressão em um pano estacionário com solução de alumina OP-AN é bastante efetivo para reduzir detalhes de ataque no interior dos grãos e melhorar a visibilidade dos contornos de grão.

Agradecimentos O autor agradece ao Michel He e colaboradores da Scot Forge (Spring Grove, Ilinóis, EUA) pelo uso de seus equipamentos e por fornecerem algumas das amostras forjadas utilizadas neste programa. IH

Referências (disponíveis online) 1. J.R. Vilella, Metallographic Techniques for Steel, American Society for Metals, Cleveland, Ohio, 1938.

2. O.O. Miller and M.J. Day, “Ferric Chloride Etchant for Austenite Grain Size of LowCarbon Steel,” Metal Progress, Vol. 56, 1949, pp. 692-695.

3. S. Bechet and L. Beaujard, “New Reagent for the Micrographical Demonstration of the Austenite Grain of Hardened or Hardened-Tempered Steels,” Rev. Met., Vol. 52, 1955, pp. 830-836.

4. G.F. Vander Voort, Metallography: Principles and Practice, McGraw-Hill Book Co., NY, 1984 and ASM International, Metals Park, OH, 1999, p. 222.

5. A.H. Ücisik, H.C. Feng and C.J. McMahon, “The Influence of Intercritical Heat Treatment on the Temper Embrittlement of a P-Doped Ni-Cr Steel,” Metall. Trans., Vol. 9A, 1978, pp. 321-329.

6. A.K. Cianelli et al., “Temper Embrittlement of a Ni-Cr Steel by Sn,” Metall. Trans., Vol. 8A, 1977, pp. 1059-1061.

7. A.H. Ücisik, C.J. McMahon and H.C. Feng, “The Influence of Intercritical Heat treatment on the Temper Embrittlement Susceptibility of an Sb-doped Ni-Cr Steel,” Metall. Trans., Vol. 9A, 1978, pp. 604-606.

8. A. Preece and R.D. Carter, “TemperBrittleness in High-Purity Iron-Base Alloys,” J. Iron and Steel Inst., Vol. 173, 1953, pp. 387-398.

9. J.A. Nelson, “The Use of Wetting Agents in Metallographic Etchants,” Praktische Metallographie, Vol. 4, 1967, pp. 192-198.

10. G.F. Vander Voort, “Wetting Agents in Metallography,” Materials Characterization, Vol. 35, September 1995, pp. 135-137.

11. D.R. Barraclough, “Etching of Prior Austenite Grain Boundaries in Martensite,” Metallography, Vol. 6, 1973, pp. 465-472.

12. A. Brownrigg et al., “Etching of Prior Austenite Grain Boundaries in Martensite,” Metallography, Vol. 8, 1975, pp. 529-533.

13. R.L. Bodnar et al., “Technique for Revealing Prior Austenite Grain Boundaries in CrMoV Turbine Rotor Steel,” Metallography, Vol. 17, 1984, pp. 109-114.

14. Kilpatrick, personal communication, 1995

Metalografia

Fig. 1. Amostra de bloco de teste e indentadores típicos utilizados em testes de dureza

Conceitos de Dureza Bill O’Neill – Wilson Instruments, Norwood, Massachussets, EUA.

A dureza, da forma como é aplicada a maioria dos materiais e em particular aos metais, é um ensaio mecânico confiável, revelador e comumente utilizado que tem sido aplicado de diversas formas há cerca de 250 anos. Como uma propriedade de material, o seu valor e importância não podem ser superestimados. A informação de um ensaio de dureza pode complementar e frequentemente ser utilizado em conjunto com outras técnicas de verificação de materiais, como ensaios de tração e compressão, para fornecer informações críticas de desempenho.

Q

uão importante e útil é um ensaio de dureza? Considere as informações fornecidas e o seu significado na indústria estrutural, aeroespacial, automotiva, controle de qualidade, análise de falhas e muitas outras formas de manufaturas e indústrias. A determinação destas propriedades dos materiais fornece uma visão da durabilidade, resistência, flexibilidade e capacidade de uma variedade de tipos de componentes, desde matérias primas até amostras já preparadas e peças finais. Este artigo irá resumir os métodos de ensaios de dureza dos materiais com foco nos ensaios de metais, e, comumente, será referido como ensaio de dureza por penetração.

O ensaio de dureza é uma técnica amplamente utilizada. É de execução relativamente fácil, é não-destrutiva e a maioria dos equipamentos não são caros, se comparados com outros tipos de equipamentos para verificação de materiais. Além disso, em geral, pode ser realizado diretamente no componente sem alteração significante.

As técnicas de ensaio de desgaste e os hardwares utilizados melhoraram significativamente em conjunto com o avanço da era eletrônica e de computadores, no entanto, seu início constava de ensaios muito simples de riscamento. Estes ensaios eram baseados em uma barra na qual a dureza aumentava de uma extremidade a outra. O nível de riscamento que o material sendo testado conseguia fazer sobre a barra era o fator determinante na dureza da amostra. Depois, as formas de ensaios de dureza incluíram o riscamento de sua superfície com diamante e a medida da profundidade da linha resultante, e, depois utilizando-se a aplicação de força sobre uma esfera de aço no material.

A indústria global aumentou as exigências na manufatura e houve uma demanda muito mais urgente durante as duas Guerras Mundiais, assim, foram desenvolvidos equipamentos e técnicas mais refinados. Devido as demandas mais intensas de produção, as falhas estruturais e a necessidade de produção de materiais com maior integridade foram desenvolvidas formas de testes mais precisas e efi-

cientes. Recentemente, com os avanços em hardwares, eletrônica e softwares, foram desenvolvidos equipamentos para ensaios de dureza muito mais sofisticados que podem oferecer informações úteis e críticas das propriedades do material com rapidez e confiança.

Ensaios de Dureza por Penetração O que é exatamente o ensaio de dureza por penetração? A definição mais básica e comum seria a resistência do material a deformação plástica permanente. Ao mesmo tempo em que outras formas de ensaios de dureza como as durezas Shore, eletromagnética e ultra-sônica são utilizadas em diversas aplicações, além de diversas outras técnicas de medidas de dureza. O ensaio de dureza por penetração, no entanto, é o que fornece os resultados que são compreendidos mais facilmente, confiáveis e simples. A dureza por penetração consiste em aplicar uma carga a um endentador com uma geometria e propriedades específicas dentro de um material por um tempo específico e medir a profundidade de penetração (endentação) ou as dimensões da endentação (ou impressão) resultante (Fig. 1). Conforme o material testado é mais mole, a profundidade de penetração e as dimensões da impressão se tornam maiores.

Fig. 2.

Os tipos de dureza mais comuns Teste de incluem a Rockwell (profundidade dureza de penetração ou impressão não re- Rockwell cuperada), Knoop e Vickers, e Brinell em base material (área da impressão). O Rockwell é o método mais utilizado devido a rapidez para obtenção dos resultados, e é geralmente utilizado em metais e ligas metálicas (Fig. 2). Os ensaios Knoop e Vickers são mais apropriados para materiais finos, recobrimentos e comOutubro 2010 - www.revistalH.com.br 25

Metalografia

ponentes metalográficos já embutidos (em baquelite, ou outro). As aplicações para o ensaio Brinell geralmente incluem os ferros fundidos, aços estruturais e alumínio.

Alguns ensaios de dureza podem ser realizados em poucos segundos com equipamentos de mão. A impressão deixada pelo ensaio de dureza pode ser tanto vista a olho nu como pode ser pequena o suficiente de forma que não afete o desempenho ou a aparência do componente. Como o ensaio é feito no próprio componente, cada produto, ou uma parte deles, pode ser testado antes de ser enviado ao cliente.

Rockwell Como é feito este tipo de ensaio tão comum?

O ensaio de dureza Rockwell é baseado na relação inversa entre a profundidade na qual o penetrador (endentador) é forçado contra o componente analisado por uma carga total (maior) e a carga previamente aplicada

26 Industrial Heating - Outubro 2010

(menor). Inicialmente a carga menor é aplicada, é então estabelecido a posição zero. A carga maior é então aplicada por um tempo específico e retirada, deixando a menor carga aplicada. O número Rockwell resultante representa a diferença de profundidade na posição zero como resultado da carga maior aplicada. O procedimento completo requere apenas alguns segundos.

No ensaio Rockwell, os resultados são obtidos rápida e diretamente, sem a necessidade de uma medida dimensional secundária. O tipo de penetrador mais comum é um cone de diamante com 120° para testar aços endurecidos e carbonetos. Os materiais mais moles, em geral, são ensaiados com esferas de carboneto de tungstênio com diâmetros entre 4 e 12 mm. A combinação entre o tipo de penetrador e a força aplicada fornece a escala Rockwell. Estas combinações fornecem 30 escalas diferentes e são expressas pelo número de dureza

medido, seguido pelas letras HR e então pela escala correspondente. Um valor de dureza de 63 HRC significa um valor de dureza de 63 medido com a escala C. Valores maiores indicam um material com maior dureza, como aços endurecidos e carbonetos de tungstênio. Estes podem ter valores de HRC maiores que 70 HRC. As cargas no ensaio de dureza Rockwell podem ser aplicadas tanto por uma célula de carga em circuito fechado ou por sistemas tradicionais de peso morto.

Knoop ou Vickers Os ensaios de micro e macrodureza, em geral, classificados como dureza Knoop ou Vickers, também são realizados pressionando-se um penetrador de geometria específica dentro da superfície ensaiada. Diferentemente do ensaio Rockwell, o ensaio Knoop ou Vickers aplica uma única força. A impressão resultante, ou área não-recuperada,

Metalografia

é então medida utilizando-se um microscópio de alta potência em combinação com uma ocular ou, mais recentemente, automaticamente utilizando-se softwares analisadores de imagens. O diamante Knoop produz uma impressão com a forma do diamante, com base ortorrômbica alongada, com relação de 7 para 1 entre a diagonal menor e a maior. Os ensaios Knoop, em geral, são realizados com cargas entre 1 e 1.000g, e são comumente denominados de ensaios de microdureza ou de microendentações. São vantajosos para uso em pequenas áreas de ensaio ou em materiais frágeis já que ocorre uma mínima deformação na área da diagonal pequena.

O diamante Vickers produz uma forma piramidal de base quadrada com profundidade de penetração de cerca de 1/7 do comprimento da diagonal. Os ensaios de dureza Vickers tem duas faixas de cargas aplicadas distintas, sendo a micro (10-

1.000g) e a macro (1-1.000kg), para cobrir uma faixa de necessidades de ensaios. O penetrador é o mesmo para ambos os grupos. Entretanto, os valores de dureza Vickers para todas as faixas de dureza de metais é contínuo (tipicamente HV100 e HV1000).

Os ensaios Vickers são principalmente conhecidos como ensaios de macro-endentações e são utilizados em uma ampla variedade de materiais, incluindo materiais com camada endurecida e componentes de aço. As impressões Vickers são menos sensíveis as condições superficiais do que no ensaio Knoop. Em ambos os tipos de ensaio, a área medida é utilizada na fórmula que inclui a força aplicada para determinar o valor de dureza. A comparação com tabelas, as medidas em oculares ou com analisador de imagens são os modos mais comuns e convenientes para gerar os resultados de dureza Knoop

e Vickers. Mais recentemente, ensaios automatizados combinados com análises via vídeo da penetração estão se tornando uma forma efetiva e eficiente de se realizar estes ensaios (Fig. 3).

Brinell Outro tipo comum de ensaio de dureza é o ensaio Brinell. Este consiste da aplicação de uma carga constante, em geral, entre 500 e 3.000 kgf, por um tempo específico (10 - 30 segundos), utilizando-se uma esfera de carboneto de tungstênio com diâmetro de 5 ou 10 mm. O período de aplicação da carga é necessário para assegurar que o escoamento plástico do metal tenha cessado.

Cargas menores e esferas com diâmetros menores são algumas vezes utilizados em aplicações específicas. De forma similar aos ensaios Knoop e Vickers, é aplicada somente uma carga por ensaio. Após a re-

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Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 27

Metalografia

moção da carga, a impressão resultante, de forma arredondada, é medida em milímetros utilizando-se um microscópio de baixa potência ou um sistema automatizado de medidas. O ensaio Brinell é utilizado, tipicamente, em ligas de alumínio e cobre com cargas mais baixas e em aços e ferros fundidos com cargas mais altas.

Aços altamente endurecidos, em geral, não são ensaiados utilizando-se o método Brinell. No entanto, o ensaio Brinell é particularmente útil em materiais acabados devido a sua maior tolerância em relação às condições superficiais devido ao tamanho do endentador e da alta carga aplicada. Os equipamentos Brinell são frequentemente produzidos para acomodar

peças grandes como motores fundidos e tubos de diâmetro grande.

Resumo Os ensaios de dureza tem um importante papel nos ensaios de materiais, no controle de qualidade e na aprovação de componentes. Dependemos dos dados para verificar o tratamento térmico, a integridade estrutural e a qualidade dos componentes para determinar se um material tem as propriedades necessárias para o uso pretendido. O estabelecimento de uma correlação entre o resultado de dureza e a propriedade desejada do material permite que a realização dos ensaios de dureza seja muito útil industrialmente e em aplicações de Pesquisa e

Desenvolvimento. A dureza assegura que vários itens e componentes que usamos diariamente contribuam para um mundo bem engenheirado, eficiente e seguro. IH Para mais informações: Entre em contato com Bill O´Neill, gerente de vendas, Wilson Instruments, 825 University Ave., Norwood, Massachussets 02062; tel.: 781-5757-5873; fax: 781-575-5770; e-mail: bill_oneill@instron.com, web: www.instron.com.

Avanços Tecnológicos

A

lguns dos métodos mais recentes e avançados que apresentam promessa de aumento de eficiência, velocidade e precisão nos ensaios de dureza envolvem um sistema automatizado, que é particularmente útil nos ensaios Vickers e Knoop.

Dois dos ensaios de dureza mais comuns são o Knoop e Vickers, que são utilizados em ensaios micro e macro para determinar a dureza do material com base na medição do tamanho da impressão da forma do diamante deixada após a aplicação de uma carga específica. A natureza do ensaio exige uma carga leve, que resulta em uma impressão muito pequena que precisa ser medida em escala micrométrica.

Técnicas tradicionais envolvem microscópios acoplados ao equipamento de dureza, com objetivas que variam a resolução, para que a impressão seja medida manualmente por meio de oculares. De forma previsível, este é um método que consome tempo e tem potencial para erros. Não é incomum que um técnico produza e meça centenas de impressões durante um dia, chegando a um ponto em que o cansaço compromete o seu resultado conforme a quantidade de impressões aumenta. Além disso, a necessidade de se produzir uma análise completa de dureza atravessando o material frequentemente consiste em mais de 14 impressões cada, muitas vezes em uma única amostra. Assim, a necessidade de técnicas avançadas se torna evidente.

Transversal Automática Nos últimos anos e aumentando no futuro, estes processos manuais tem dado espaço rapidamente para a automação em diversos aspectos do processo. Novas técnicas estão sendo desenvolvidas na preparação de materiais, durante os ensaios, análise dos resultados e até mesmo no relatório. Uma das tecnologias sendo implementadas em laboratórios ao redor do mundo é o estágio transversal automático e a análise de imagens para as endentações Knoop e Vickers.

Um sistema Knoop ou Vickers automatizado consiste basicamente de um equipamento completamente controlável, incluindo uma torre de auto-rotação e atuação no eixo Z tanto para a aplicação da endentação quanto para focar na amostra. Aliado a isto, um computador com software dedicado, um cursor XY motorizado automático e uma câmara de vídeo USB, e você tem um sistema de ensaio de dureza

28 Industrial Heating - Outubro 2010

totalmente automatizado. Após um setup inicial com amostras e armazenagem do programa, ele pode ser deixado sozinho para realizar medidas e o relatório de forma automatizada, com um número praticamente ilimitado de endentações transversais.

Fig. 3. Sistema Vickers completamente automatizado para estágio transversal automático e análise de imagens

Analisador de imagens A capacidade das câmaras existentes aliada a capacidade de processamento dos computadores e a melhoria contínua nos pacotes de software, tem melhorado significativamente a precisão, repetibilidade e independência das leituras das impressões automaticamente.

Limitações do passado em relação a acabamentos superficiais, luz, calibração, threshold e tamanho de pixel tem sido eliminadas e estão sob contínua melhora. O resultado é o aumento da possibilidade de “deixar o equipamento trabalhar”, contribuindo para um aumento substancial no volume e consistência dos resultados enquanto o operador fica livre para executar outras responsabilidades.

A expansão da produtividade vai além quando se utilizam cursores XY maiores capazes de medir duas, quatro ou até mesmo seis amostras por vez em um suporte. As amostras são alinhadas e é feita uma programação para a medida transversal. Com um simples clique, são iniciadas as impressões, leituras e relatórios de uma infinidade de transversais em diversas amostras. O auto-foco corrige qualquer problema com o eixo Z que possa ocorrer. Softwares mais novos permitem diferentes escalas, cargas e objetivas de microscópio dentro de um transversal.

A automatização dos ensaios também está ocorrendo para os ensaios de dureza Rockwell, particularmente no padrão de repetição como em ensaios Jominy, onde um grande número de barras pode ser completamente testado e o relatório sai após um clique com o mouse.

Gases Industriais/ Combustão Combustão

Redução da Intensidade Energética em Tratamentos Térmicos Mike Shay – Hauck Manufacturing Co./Kromschröder Controls, Lebanon, Pensilvânia, EUA.

Há uma conscientização mundial da necessidade de reduzir a quantidade de CO2 na atmosfera. Isto vem acompanhado por um esforço para reduzir a energia utilizada a partir de combustíveis fósseis.

I

dealmente, podemos medir as reduções energéticas pela quantidade de energia necessária para a produção de um determinado produto. No caso de aplicações de tratamento térmico, podemos medir estas reduções em BtUs por polegada de produção ou em unidades de energia por unidade de produção. Obviamente que

podemos reduzir o consumo energético com a redução da produção, mas, o objetivo real seria reduzir a intensidade energética do produto com potencial para nos permitir produzir mais com a mesma ou menor energia.

Um método para se alcançar uma intensidade energética menor é por meio de sistemas de controle da combustão mais

Orifício limite de chama alta Passagem secundária de chama baixa Regulador de pulso Orifício registrador Solenóide do gás Válvula de esfera Gás Linha de impulso

Ar

Válvula borboleta com atuador

Para outros queimadores

Fig. 1. Representação esquemática de um queimador com chama pulsada

eficientes. Uma metodologia de sistema de controle de combustão que tem se mostrado capaz de reduzir a intensidade energética tem sido utilizada na América do Norte há 25 anos e na Europa há 40 anos.

Esta metodologia é conhecida como chama pulsada, pulso de disparo ou impulso.

Este artigo revisará os atributos tecnológicos dessa tecnologia, particularmente em aplicações de tratamento térmico com tecnologia corrente ou de novos queimadores.

Controle por Pulso de Disparo O pulso de disparo foi originalmente projetado para controlar os queimadores de alta velocidade durante ciclos de tratamento térmico quando o sistema de combustão de entrada precisava ser reduzido como resposta a demanda de aquecimento. Ao invés de serem controlados por uma única válvula de ar e um regulador de pressão, cada queimador utiliza a sua própria válvula de ar de alto ciclo e um regulador de pressão de resposta rápida. Muito parecido com o sistema de controle de vazão modulado, o controlador de vazão de resposta rápida recebe um sinal da pressão de ar do queimador por meio de uma linha de impulso que conecta o regulador a um ponto Outubro 2010 - www.revistalH.com.br 29

Gases Industriais/ Combustão

imediatamente abaixo da válvula de ar de alta ciclagem (Fig. 1).

Estes componentes especializados são projetados e testados para a demanda e ciclo do controle do sistema do pulso de disparo. A frequência do pulso pode ser de até 10 ciclos por minuto. Ao invés de controlar a energia de entrada dos queimadores por uma modulação alta ou baixa de saída, o sistema de pulsos opera individualmente nos queimadores em uma sequencia alta/baixa ou alta/desligada. A energia de entrada é então controlada pela variação dos tempos em que cada queimador fica ligado ou desligado.

Energia cinética de um jato de alta velocidade

100 90 80 70 60

Pulsado

50 40

Modulado

30 20 10

0 0 20 40 60 80 100 Porcentagem de calor de saída

Fig. 2.Energia Cinética em função da porcentagem de calor de saída (Kv= ½ MV2)

A eficiência do controle do pulso de disparo pode ser demostrada examinando-se o princípio da energia cinética: K=1/2 MV².

Como a energia cinética coloca os gases em movimento, quanto mais alta a energia cinética, melhor o efeito de agitação.

O efeito da agitação está diretamente relacionado com a taxa de transferência de calor convectiva a qual é muito importante para melhorar a transferência de calor da carga e criar uma uniformidade de temperatura dentro da carga.

A Figura 2 compara a energia cinética de um sistema convencional de controle modulado da combustão com o sistema de controle por pulso de disparo. Comparando a energia cinética para um aumen30 Industrial Heating - Outubro 2010

to de 50% na demanda de calor, a Figura 2 demonstra que o sistema de controle por pulso de disparo fornece duas vezes mais a energia cinética relativa do que o sistema modulado convencional. Este atributo é extremamente importante quando utiliza-se queimadores de alta velocidade.

Benefícios Adicionais do Controle por Pulso de Disparo O controle da combustão por pulso de disparo também proporciona outras vantagens para o desempenho dos sistemas de combustão. Como cada queimador é controlado de forma independente em um modo alto/baixo ou alto/desligado, as zonas do forno são selecionadas eletronicamente e não por uma tubulação rígida.

Isto permite que a estratégia de controle seja determinada pela carga do forno, e isto pode ser compensado variando-se formas e densidades de carga. Os queimadores dentro de uma específica zona de controle respondem a demanda de calor pelo controle de temperatura por meio de uma sequencia de pulsos que varia entre alta/baixa ou alta/desligada.

Por exemplo, se a zona contem 4 queimadores e o sinal de demanda de calor é de 50%, cada queimador da zona está em “alto” em 50% do tempo do ciclo e “baixo” ou “desligado” para os outros 50%. Os queimadores estão sequenciados fazendo que de forma alternada dois queimadores estejam em chama alta enquanto outros dois estão em chama baixa ou desligados.

Como os queimadores controlados por pulso de disparo operam em alto/baixo ou alto/desligado, a calibração dos queimadores é simplificada a dois ajustes. Um ajuste é para a máxima taxa de chama e o outro é com mínima taxa de chama, o que facilita muito a manutenção dos queimadores. Um ajuste adequado e manutenção dos queimadores podem economizar energia mantendo a razão ar/óleo como ideal e eliminando assim o ar em excesso.

O controle por pulso de disparo é facilmente adaptado para acomodar o ar de

combustão pré-aquecido com o uso de um segundo regulador polarizado instalado imediatamente abaixo do regulador de vazão e controlado por um sistema eletrônico de compensação do ar pré-aquecido. Este sistema também contribui para manter uma relação ar/óleo apropriada e, assim, maximizar a eficiência do ar de combustão pré-aquecido.

Finalmente, o sistema de controle por pulso utiliza completamente a chama e as características de transferência de calor em queimadores de alta velocidade ao mesmo tempo em que minimiza a necessidade de ar em excesso, o qual é necessário no sistema por controle modulado.

Nos sistemas modulados é empregado um sistema de controle somente do óleo para manter a velocidade em baixas taxas de entrada de calor. O sistema de controle somente pelo óleo depende de ar em excesso para manter a temperatura e a velocidade em baixas taxas de calor, o que diminui a eficiência energética do sistema.

Estudo de Caso Os quatro casos a seguir demonstram a redução energética possível feita pelo controle por pulso de disparo.

Caso 1 – Arames de Aço Inoxidável Um forno contínuo utilizado para recozer arames de aço inoxidável foi equipado com o controle por pulso de disparo. Os queimadores de alta velocidade empregados foram configurados em uma zona com três queimadores sobre a carga e seis queimadores sob a carga. A uniformidade de temperatura necessária era de: 620±10°C, 870±20°C e 1065±25°C. Este sistema atingiu a uniformidade necessária ao mesmo em tempo que reduziu em 20% o consumo energético.

Caso 2 – Fundição Centrífuga Um forno contínuo utilizado para o tratamento térmico de fundidos por centrifugação foi equipado com o controle por pulso de disparo e seis queimadores de alta velocidade distribuídos dentro de três zonas com um queimador no topo

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e um na base. O primeiro benefício em eficiência foi que o tempo de aquecimento da carga reduziu de 3 horas para 1.5 horas. A uniformidade de temperaturas a 1000°C foi de menos 15°C, com redução energética de 30%.

Caso 3 – Tarugos de Cobre em Fornos Contínuos Um forno contínuo com empurradores utilizado para o tratamento térmico de tarugos de cobre foi equipado com controle por pulso de disparo para os 14 queimadores de alta velocidade. O tempo de aquecimento do tarugo diminuiu de 7 horas para 5 horas mantendo a uniformidade de temperatura de ±10°C a 1100°C. Foi atingida uma redução de intensidade energética de 20%.

Caso 4 – Forno Sino Para Titânio Dois fornos idênticos do tipo sino foram equipados com dois queimadores de alta velocidade configurados tangencialmente próximos ao topo do sino. Estes fornos foram utilizados para temperar encharque por anéis de titânio. Um dos fornos tinha uma única zona com controle convencional modulado utilizando ar em excesso na etapa de encharque do ciclo. O segundo forno, equipado com queimadores de alta velocidade do mesmo tipo e capacidade, foi controlado por pulso de disparo e não foi necessário utilizar ar em excesso durante o tempo de encharque. Em ambos os fornos a uniformidade de temperatura foi de ±10°C a 430°C. O forno controlado por pulso de disparo alcançou uma redução de intensidade energética de 30% quando comparado ao forno controlado por modulação.

Outro Controle por Pulso de Disparo - Aplicações e Benefícios Os queimadores de alta velocidade atingem um máximo de arrastamento da atmosfera do forno quando operam em alta ou máxima velocidade. Testes realizados em laboratório documentaram uma redução na produção de NOx durante a sua condição de máximo arrastamento.

Outros projetos de queimadores mo32 Industrial Heating - Outubro 2010

dernos, chamados de queimadores auto-recuperadores em aplicações de chama direta e de tubos radiantes, se beneficiam do controle por pulso de disparo devido a facilidade de calibração destes queimadores e melhora na eficiência da energia dos queimadores quando operam na máxima taxa de chama. Em geral, estes tipos de queimadores incorporam o controle por pulso de disparo.

Conclusão O nosso futuro certamente trará novas regulações para redução nas emissões de carbono. Independentemente das nossas opiniões sobre o efeito do CO2 na atmosfera, a redução na intensidade energética é uma boa política e um bom negócio. Nós procuramos novas tecnologias para fornecer um meio para estes ganhos em eficiência. O controle de combustão por pulso de disparo tem demonstrado reduções significativas no processo de intensidade energética ao mesmo tempo em que oferece benefícios adicionais em relação a melhora na uniformidade de temperatura, redução nos tempos de ciclos térmicos e diminui as emissões de NOx. É importante que a nossa indústria entenda a complexidade e os benefícios de melhorar a nossa intensidade energética e não somente focar nos objetivos mais simplistas da redução de energia. IH Para mais informações: Entre em contato com Sherri Stom na Hauck Manufacturing Co./Kromschröder Controls, PO Box 90, Lebanon, EUA, PA 17042; tel: (+1) 717-2723051; e-mail: sstom@hauckburner.com. O autor é presidente da Hauck Manufacturing Co./Kromschröder Controls.

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