Soldagem de Reparo de Aço Ferramenta para Conformação a Frio

UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE MATERIAIS

GIOVANA BLAZIZA BORGHI

SOLDAGEM DE REPARO DE FERRAMENTA EM AÇO D6 PARA
CONFORMAÇÃO A FRIO

FLORIANÓPOLIS, SC
2010




Trabalho de Conclusão de Curso
apresentado ao Curso de Graduação em
Engenharia de Materiais da Universidade
Federal de Santa Catarina como requisito
parcial para obtenção do grau de bacharel
em Engenharia de Materiais, sob
orientação do Professor Dr. Augusto
Buschinelli e co-orientação do Professor
Dr. Carlos Niño Bohorquez

FLORIANÓPOLIS, SC
2010




Este Trabalho de Graduação foi julgado adequado para obtenção do título de Engenheiro de
Materiais e aprovado em sua forma final pela comissão examinadora e pelo Curso de
Graduação em Engenharia de Materiais da Universidade Federal de Santa Catarina.

Professor Fernando Cabral Dylton do Vale Pereira filho
Coordenador do Curso Professor disciplina

Comissão Examinadora

__________________________________
Prof. Dr. Ing Augusto Buschinelli.
EMC/UFSC Orientador

__________________________________
Prof. Dr. Ing Carlos Enrique Niño Bohorquez
EMC/UFSC Co-orientador

__________________________________
Prof Dylton do Vale Pereira Filho, M. Sc.
EMC/UFSC

FLORIANÓPOLIS, SC
2010

FICHA CATALOGRÁFICA

Borghi, Giovana Blaziza, 1985-
Soldagem de Reparo de Ferramenta em Aço D6 Para Conformação a Frio/ Giovana
Blaziza Borghi - 2010
47f.il.col. ; 30cm

Ficha Catalográfica:
Orientador: Professor Dr. Augusto Buschinelli. Co-orientador: Carlos Niño
Trabalho de Conclusão de Curso (graduação) – Universidade Federal de Santa
Catarina, Curso de Engenharia de Materiais, 2010.

1. Reparo de aço ferramenta. 2. Considerações para soldagem de aço ferramenta. 3.
Metodologia Aplicada ao processo de soldagem. I. Buschinelli, Augusto. II. Universidade
Federal de Santa Catarina. Curso de Engenharia de Materiais.

DEDICATÓRIA

À minha mãe, Maria Lúcia Borghi e ao
meu noivo, Bruno Silva Guanaes, pelo
apoio e companheirismo para que o sonho
de ser engenheira se tornasse realidade.

AGRADECIMENTOS

À empresa Schulz S.A. por acreditar no modelo cooperativo do curso de Engenharia de
Materiais, da Universidade Federal de Santa Catarina, proporcionando a oportunidade de
realização de estágios curriculares, contribuindo para a formação do aluno.

Ao orientador de estágio Paulo Camara de Almeida por todo o companheirismo, paciência,
atenção, conhecimento e amizade dedicados a ao Supervisor de Processos Compressores,
Cléber Medeiros Rodrigues pela confiança creditada.

Aos professores Dr. Berend Snoijer, Dr. Paulo Wendhausen, Dr.Germano Riffel e Dr. Pedro
Novaes pela dedicação ao curso e aos alunos, pois além de ministrarem aulas contribuem
também com as visitas durante o período de estágio, ajudando tecnicamente com sugestões dos
projetos realizados e direcionando o aluno sempre procurar uma melhoria contínua.

Aos colegas de Setor de Processos Compressores e do setor da Gestão da Qualidade pela
paciência e dedicação com que passaram os conhecimentos, pela disponibilidade em auxiliar
pela amizade e carinho que me dedicaram, proporcionando esse período extremamente
agradável.

Aos professores Dr. Augusto Buschinelli e ao Dr. Carlos Niño, pela orientação e
conhecimentos compartilhados.

À Professora Dra. Danielle Bond, ao Professor Sandro Jardim e ao Engenheiro Márcio Antonio
Paulo pelos conhecimentos e motivação passados.

Ao soldador Sirojone Henrique Ouriques pela disponibilidade em contribuir com a prática de
soldagem TIG, peça fundamental para êxito deste trabalho.

Ao setor de tratamento térmico da Divisão Automotiva, ao Sr. Antonio Heck e aos demais
colaboradores pelo conhecimento passado e auxílio na execução desse trabalho.

Aos colegas de outros setores, tal como Manutenção, Ferramentaria, Laboratório de Produtos,
Usinagem Compressores, Laboratório Metalúrgico, SAC, às linhas de montagem dos

compressores alternativos e rotativos e especialmente à equipe de soldadores dos vasos de
pressão pelos conhecimentos passados e pela prontidão em auxiliar-me.

Às amigas de estágio Vanessa Rocha e Patrícia Monich pelo companheirismo e amizade
dedicados.

À Juliana Mokwa, Daniela Tagata e Priscila Gonçalves, parceiras e amigas de convivência
diária, o que tornou esse período extremamente agradável.

Ao meu noivo Bruno Guanaes e a minha família pelo carinho, apoio, paciência e amizade
dedicados durante esse trajeto.

E principalmente a Deus por iluminar o meu caminho sempre.

EPÍGRAFE

“Quem quiser ser líder deve ser primeiro servidor. Se você quiser liderar, deve servir”.-
JESUS CRISTO

RESUMO

Este trabalho trata de um assunto pouco abordado no Brasil, o reparo de aço ferramenta para
conformação a frio, em específico o aço ferramenta AISI D6. Esse aço é o material constituinte
das matrizes de repuxo e furação dos tampos dos vasos de pressão da empresa Schulz S/A. A
metodologia utilizada para os testes foi baseada em conceitos estudados de acordo com normas
reguladoras de processos de soldagem, livros específicos, artigos relacionados ao tema, onde um
consenso entre esses fundamentos poderiam estabelecer os parâmetros para reparo desse aço.
Experimentalmente testes foram feitos, onde algumas variáveis tiveram que ser levadas em conta
para que se atingisse um resultado e de menor custo para a empresa. Finalmente são discutidos
os resultados e devido a uma análise restrita, a melhor condição de reparo foi aplicada em uma
matriz de furação dos tampos, cuja está em trabalho de conformação.

Palavras-chaves: Reparo de aço ferramenta, Aço AISI D6, conformação a frio, matrizes de
repuxo e furação dos tampos, vasos de pressão.

ABSTRACT

This performed work presents a subject rarely addressed in Brazil, the repair of tool steel for
cold forming, in specific AISI D6 tool steel. This steel is the forming die’s constituent material
of pressure vessels of the company Schulz S/A. The proposed methodology for the tests was
based in studied concepts according to regulatory standards for welding processes, specified
books, articles related to, where a consensus among those reasons would set the parameters
for steel repair. Experimental tests were done, where some variables had to be taken into
account to get the best result and the least cost to the company. Finally results were discussed
and due to a restricted analysis, the best repair condition was applied in a cover punching die,
whose work is in conformation.

Key-words: Tool steel repair, steel AISI D6, cold forming, cover punching die, pressure
vessels

LISTA DE ILUSTRAÇÕES

Figura 1 – Compressor Alternativo produzido pela Schulz S/A................................................2
Figura 2 – Influência do percentual de carbono na dureza máxima de um aço temperado.......6
Figura 3 – Relação Dureza x Temperatura de Revenimento ..................................................10
Figura 4 – Diagrama de transformação no resfriamento contínuo do aço K107 da
Boehler......................................................................................................................................16
Figura 5 – Identificação das regiões de soldagem...................................................................21
Figura 6 – Região soldada para análise de dureza do revestimento duro ...............................21
Figura 7 – Região com aumento mostra o canto vivo, onde foi o início da trinca..................22
Figura 8 – Foto do ensaio por líquido penetrante....................................................................23
Figura 9 –Presença de rechupes de cratera no final dos cordões de solda ..............................24
Figura 10 – Foto do corpo de prova “A”. ................................................................................27
Figura 11 – Ensaio de líquido penetrante no CP “B” ..............................................................27
Figura 12 – Ensaio de LP no CP “C”.......................................................................................28
Figura 13 – Diagrama de transformação de resfriamento contínuo do aço D6.......................28
Figura 14 – Matriz de furação dos tampos na condição danificada.........................................30
Figura 15 – Ensaio por LP realizado na parte externa da matriz e parte interna,
respectivamente.........................................................................................................................31

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 – Classificação dos aços ferramenta de acordo com AISI ...........................................5
Tabela 2 – Temperatura de tratamento térmico e durezas de aços ferramenta para trabalho a
frio ................................................................................................................................................8
Tabela 3 – Composição Química do AISI / SAE D6...................................................................9
Tabela 4 – Descrição dos consumíveis utilizados nos testes ....................................................20
Tabela 5 – Variação da
Corrente................................................................................................22
Tabela 6 – Variáveis para soldagem dos corpos de prova “A”, “B” e “C”...............................25
Tabela 7 – Cálculo do custo médio para reparo da matriz de furação dos tampos....................31

SUMÁRIO

1 OBJETIVOS........................................................................................................................1
1.1. Objetivo Geral...................................................................................................................1
1.2. Objetivos Específicos .......................................................................................................1
2 INTRODUÇÃO .................................................................................................................2
3 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA......................................................................................5
3.1. O AÇO FERRAMENTA .................................................................................................5
3.1.1. Características fundamentais dos aços ferramenta................................................5
3.1.2. Aço Ferramenta para trabalho a Frio.....................................................................6
3.1.3. O Aço Ferramenta AISI / SAE D6 (DIN 1.2438 ou VC131)................................9
3.2. CONSIDERAÇÕES GERAIS PARA SOLDAGEM DO AÇO FERRAMENTA ........11
3.2.1. Efeitos produzidos durante a soldagem...............................................................12
3.2.2. Operação de soldagem do aço ferramenta...........................................................14
3.3. TÉCNICAS DE REPARO DE AÇO FERRAMENTA..................................................15
3.3.1.Método da dupla camada......................................................................................17
3.3.2.Soldagem acima da temperatura MS....................................................................18
3.3.3. Preparação da
junta.............................................................................................19
4. MÉTODO APLICADO AO PROCESSO DE REPARO DOS AÇOS
FERRAMENTA........................................................................................................................19
. 4.1. Pré-teste de soldagem....................................................................................................20
4.2. Método de soldagem acima de MS...............................................................................25
4.3. Aplicação do método utilizado no CP “B”....................................................................30
5. CONCLUSÃO......................................................................................................................32
6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS..................................................................................33

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1. OBJETIVOS

1.1. OBJETIVO GERAL

O objetivo do presente trabalho é estudar as condições ideais para reparo de matrizes em aço
ferramenta utilizado para conformação a frio dos tampos dos reservatórios dos compressores
fabricados pela empresa Schulz S.A.

1.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS

i. Identificar qual condição é menos crítica para retrabalho desse aço ferramenta.
ii. Verificar se é possível o aproveitamento e retrabalho de matrizes de aço
ferramenta, visto que se aprovado o reparo, haverá redução significativa no
custo dos compressores.
iii. Qualificação e elaboração de procedimento de recuperação desse aço ferramenta
AISI / SAE D6.

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2. INTRODUÇÃO

A empresa Schulz S/A divisão compressores fabrica alguns dos componentes para a fabricação
dos compressores de ar da empresa Schulz S/A. Esses componentes exigem alto rigor de
qualidade e envolvem muitas variáveis no processo de fabricação e montagem, e, por motivos
de garantia da qualidade e segurança do produto, são fabricados internamente, o que reduz
consideravelmente o custo do produto final. Um desses subprodutos são os reservatórios de ar
comprimido, ou seja, os vasos de pressão para armazenamento do ar que é comprimido pela
unidade compressora. A figura 1 ilustra um compressor de ar.

Figura 1: Compressor alternativo produzido pela Schulz S/A. O número 1 indica a unidade compressora e o
número 2 indica o vaso de pressão, reservatório de ar comprimido. [1]

A unidade compressora fica na parte superior do reservatório, indicado pelo número 1 na figura
1. Por meio de uma serpentina de cobre, o gás é transportado para o vaso de pressão, indicado
pelo número 2.

No processo de fabricação dos vasos de pressão são requeridas normas que regularizam o
mesmo, para que o nível de segurança do produto final seja elevado, evitando prejuízos
posteriores. Na empresa, este processo segue alguns passos como corte da chapa no tamanho
especificado por um documento denominado de plano de corte, conformação dos cilindros e
tampos, depois união deles por soldagem.

Os tampos sofrem um processo de repuxo para ser obtido o formato final. Essa operação
envolve uma matriz com formato e tamanhos pré-definidos para cada tipo de reservatório. O

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processo de repuxo é um processo de conformação que é realizado a frio e, portanto, a matriz é
fabricada em aço ferramenta para trabalho a frio. Na Schulz, o aço escolhido para a matriz é o
AISI D6, denominado de VC 131 pelo fabricante Villares, aço equivalente ao CrW12
conforme DIN X210. Esse aço é considerado indeformável, porém durante o ciclo de vida da
ferramenta, por fatores adversos como alteração da força de trabalho e/ou utilização incorreta
da ferramenta pode vir a fraturar ou desgastar prematuramente em regiões indesejadas.

Esse desgaste prematuro da ferramenta pode surgir por vários motivos ocasionados pelo
fornecedor da ferramenta ou pela utilização incorreta pela empresa, como por exemplo,
tratamento térmico inadequado, alterando a dureza e resistência ao desgaste ou ainda polimento
da matriz inadequado, obtendo-se assim uma rugosidade fora do especificado. Situações como
utilização inadequada podem ser do tipo manutenção periódica não realizada, polimento da
matriz mal executado, ou ainda o operador da ferramenta não utilizar o óleo lubrificante
corretamente, o que pode até gerar soldagem por atrito entre a matriz e o disco a ser
conformado. Situações piores podem ocorrer, ou seja, caso seja esquecido alguma peça dentro
da matriz, como uma chave de fenda ou algo parecido que no momento da estampagem
danifica a ferramenta.

A fratura de região de trabalho é o motivo de estudo do presente trabalho, visto que na empresa
Schulz S/A existe um considerável refugo de matrizes utilizadas para repuxo dos tampos, bem
como as destinadas à furação dos mesmos. Essas matrizes encontram-se em diferentes
situações, desde desgaste natural da ferramenta, devido ao uso da mesma, até situações em que
a fratura apresentada na ferramenta torna inviável o retrabalho.

Essas matrizes variam de tamanhos e valores, onde podem custar desde R$300,00 até
R$70.000,00. A recuperação dessas matrizes por soldagem pode reduzir muito o custo de
fabricação do produto, pois o desgaste dessas ferramentas está incluído indiretamente no custo
de produção. Outro detalhe a ser levado em conta é que este reaproveitamento gera benefícios
ao meio ambiente, pois reduz a quantidade de matrizes adquiridas, consumindo menos matéria-
prima, reduzindo a quantidade de minérios retirados do solo.

Este método de recuperação envolve muitas variáveis a serem levadas em conta, pois pelo aço
da matriz ser um tipo específico de aço ferramenta, destinado a trabalho a frio, o mesmo sofre
um ciclo de tratamento térmico para ter as propriedades que sejam adequadas às condições de

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trabalho. Os aços das matrizes apresentam-se no estado temperado e revenido, o que eleva o
grau de dificuldade para o retrabalho, aumentando os cuidados a serem tomados para tentar
minimizar os defeitos.

Este estudo de reparo de matrizes está em fase de estudo e desenvolvimento e terá continuidade
dentro da empresa.

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3. FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

3.1. O AÇO FERRAMENTA

Os aços ferramenta representam um importante segmento da produção siderúrgica de aços
especiais. Estes aços são produzidos e processados para atingir um elevado padrão de
qualidade e são utilizados principalmente em: matrizes, moldes, ferramentas de corte
intermitente e contínuo, ferramentas de conformação de chapas, corte a frio, componentes de
máquina, etc. Apesar de existirem mais de 100 tipos de aços ferramenta normalizados
internacionalmente, procurando atingir as mais diversas aplicações e solicitações, a indústria de
ferramentaria trabalha com uma gama reduzida de aços que possuem suas propriedades e
desempenho consagrados ao longo do tempo.

Os aços ferramenta são classificados de acordo com suas características metalúrgicas principais
ou de acordo com seu nicho de aplicação. A classificação da "American Iron and Steel
Institute", AISI, é a mais utilizada pela indústria de ferramenta e tem se mostrado útil para a
seleção de aços ferramenta. A classificação de acordo com a AISI é informada de acordo com
tabela 1. [2]

Aço ferramenta temperáveis em água W
Aço ferramenta resistentes ao choque S
Aço ferramenta para trabalho a frio temperáveis em óleo O
Aço ferramenta para trabalho a frio D
Aço ferramenta para trabalho a quente H
Aço ferramenta para Moldes P
Aço rápido ao molibdênio M
Tabela 1: Classificação de aços ferramenta de acordo com AISI. [2]

3.1.1. Características Fundamentais dos Aços Ferramentas

Os aços ferramentas apresentam algumas características que são fundamentais para suas
posteriores aplicações, tais como dureza à temperatura ambiente, resistência ao desgaste,
temperabilidade, tenacidade, resistência mecânica, dureza a quente, usinabilidade.
Aços ferramenta geralmente contém pelo menos 0,6% C para proporcionar a capacidade de
endurecimento da martensita de pelo menos 60 HRC, conforme figura 2.. Carbono em excesso
na composição eutetóide estará presente nos aços como carbetos, não dissolvidos na estrutura

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martensítica. Os carbetos duros aumentam a resistência à abrasão destes aços. Alguns tipos de
aços ferramentas contem menos carbono para proporcionar tenacidade e resistência ao choque.
[3]

Figura 2: Influencia do percentual de carbono na dureza máxima de um aço temperado [3]

3.1.2. Aço ferramenta para trabalho a frio.

As matrizes de repuxo e matrizes de furação dos tampos dos reservatórios são ferramentas para
trabalho a frio. Os aços dessa família são aqueles que contém elevada quantidade de carbono e
cromo como elemento de liga, sendo também conhecidos como aço ledeburíticos. Dentro
destes aços, os mais populares são o D2 e D6.
Estes aços são caracterizados por uma elevada temperabilidade e por atingirem uma elevada
dureza após o beneficiamento, na faixa de 58 a 62 HRC.

Devido à grande quantidade de elementos de liga presentes neste aço, este possui grande
temperabilidade, visto que a adição de elementos de liga faz deslocar as curvas TTT para a
direita, aumentando assim o tempo de incubação da austenita e retardando os processos de
transformação. Com efeito, devido ao elevado teor de Cr e C estes aços temperam até ao
núcleo, pois apresentam baixa velocidade crítica de arrefecimento, o que permite até uma
têmpera ao ar. Por isso estes tipos de aço são conhecidos por auto-temperantes. Como a
têmpera ao ar é permitida, este aço pode ser utilizado no fabrico de ferramentas com contornos
delicados e com diferenças de secção apreciáveis. [4]

Também são chamados de indeformáveis, porque são os menos sujeitos a alteração de forma e
dimensões durante o tratamento térmico devido ao fato de serem temperados em óleo ou ar, o
que favorece essa indeformabilidade. Por esse motivo são indicados para aplicações que
exigem cuidadoso controle dimensional, como matrizes para trabalho a frio (forjamento,

21

estampagem, corte, compactação de pós metálicos, etc.) e ferramentas como brocas,
alargadores e peças como punções, calibres, etc. [4]

Existem quatro grupos principais de aços ferramentas que são: os temperáveis em óleo, ao ar,
aço de alto cromo e alto carbono e os aços resistentes ao desgaste. [4]

Os temperáveis em óleo apresentam profundidade de endurecimento média. A sua dureza a
quente é baixa, de modo que não se recomenda seu uso em trabalho a quente. Desse modo, o
aço mais empregado é o tipo 410, porque suas condições de tratamento térmico são muito
favoráveis e porque apresenta razoável endurecibilidade para aplicação em ferramentas de
dimensões não muito grandes. Não tem tendência de apresentar crescimento de grão em
eventual super aquecimento. Alguns exemplos típicos de aplicações de aços pertencentes à
classe temperáveis em óleo são: machos de tarraxa, alargadores, brochas, fresas helicoidais,
brocas, serras circulares, matrizes de recorte, calibres, punções, ferramentas de brunimento,
ferramentas para recartilhar, pequenas laminas de tesoura, matrizes para cunhagem, matrizes
de rebarba a frio, moldes para plásticos, matrizes de estiramento, etc. [4]

O grupo de aços para trabalho a frio temperáveis ao ar (tipo 420 a 429) apresenta grande
profundidade de endurecimento. Por isso, o empenamento é mínimo na operação de tempera,
de modo que os aços pertencentes a esse grupo são recomendados para matrizes de forma
complexa que devem manter o mais possível suas dimensões originais após a têmpera. A
resistência ao desgaste é muito elevada e a combinação dessa característica com tenacidade
igualmente elevada os torna recomendados na fabricação de punções, matrizes de estiramento,
matrizes de recorte, matrizes de estampagem e alguns tipos de lâmina de tesoura. [4]

As temperaturas de tempera dos aços resfriado ao ar são maiores que no caso de temperáveis
em óleo. Esses aços são mais suscetíveis à descarbonetação que os temperáveis em óleo,
sobretudo quando a temperatura de tempera é muito elevada. [4]

O grupo de alto carbono e alto cromo (tipos 430 a 436) apresenta grande profundidade de
endurecimento, o que permite sua tempera em óleo ou, na maioria dos tipos, ao ar. A presença
de numerosos carbonetos duros de cromo, associada a características notáveis de
indeformabilidade tornam esses aços muito úteis para a fabricação de matrizes. O alto cromo

22

presente torna esses aços mais resistentes à corrosão que os aços simplesmente ao carbono ou
com baixo teor de elementos de liga. [4]

O grupo de aços ferramentas para trabalho a frio resistentes ao desgaste (tipos 440 a 449)
apresenta uma resistência muito pronunciada devido aos altos teores de carbono e vanádio que
apresentam. O carboneto de vanádio é extremamente duro e difícil de dissolver-se na austenita.
Desse modo, os aços dessa classe são empregados quando as condições de serviço são de
abrasão intensa ou quando se visa uma produção em grande série. Entre as aplicações mais
importantes podem ser citadas matrizes de estampagem profunda, matrizes de extrusão de
peças cerâmicas, revestimento de equipamento de areia. [4]

A tabela 2 mostra um comparativo das classes de aço ferramenta para trabalho a frio onde
correlaciona cada classe com sua respectiva dureza de acordo com cada temperatura de
tratamento térmico.

Dureza Temperatura de tratamento térmico (ºC)
superficial no
Tipo AISI Recozimento Meio de
estado temperado Têmpera (ºC) Revenido (ºc)
(ºC) resfriamento
HRC
410 O1 61 a 64 760 / 788 788 / 815 óleo 149 / 260
420 A2 63 a 35 843 / 871 927 / 982 ar 177 / 538
433 D6 64 a 66 871 / 899 927 / 954 óleo 204 / 538
440 A7 64 a 66 871 / 899 927 / 982 ar 149 / 538
Tabela 2: Temperaturas de tratamento térmico e durezas de aços ferramenta para trabalho a frio. [4]

3.1.3. O Aço Ferramenta AISI / SAE D6 (DIN 1.2438 ou VC131)

O aço ferramenta AISI / SAE D6 (DIN 1.2438 ou ainda Villares VC131) é um aço ligado com
teor de 2,1% de C e 12% de Cr. Este aço é indicado para trabalho a frio com alto grau de
indeformabilidade. Apresenta alta temperabilidade, alta resistência mecânica e boa tenacidade.

23

As adições de tungstênio e vanádio conferem a este aço uma alta resistência ao desgaste e boa
retenção de corte.

O D6 pode ser designado de ledeburítico, ou seja, aços que possuem uma melhor
homogeneidade microestrutural, menor tamanho e distribuição de partículas de segunda fase e
são fabricados com melhorias nos processos de refino. Apresentam tenacidade superior aos
aços tradicionais, resistência ao desgaste, dureza em torno de 62 HRC e menor distorção após
tratamento térmico. [5]

A composição química média segue conforme informado na tabela 3.

%C %Si %Mn %Cr %Mo %W %V (Max)
2,1 0,4 0,8 12,5 - 0,7 1,0
Tabela 3: Composição química do AISI / SAE D6 [6]

De acordo com informações pass ada pelo fabricante Bohler [6], este aço deve ser
temperado à temperatura entre 950 e 970 °C, resfriado com agitação em óleo apropriado, e
aquecido entre 40 e 70 °C, ou ainda em banho de sal fundido, mantido entre 500 e 550 °C ou
ainda ao ar calmo.

Pode ser temperado em forno a vácuo desde que utilizadas elevadas pressões de resfriamento
(acima de 5 bar). Neste caso, a penetração de têmpera está atrelada a uma correta montagem da
carga e a valores limites de seções transversais. [6]

As ferramentas devem ser revenidas imediatamente após a têmpera, tão logo atinjam 60 ºC.
Fazer, no mínimo, 2 revenimentos e entre cada um as peças devem resfriar lentamente até a
temperatura ambiente. As temperaturas de revenimento devem ser escolhidas, conforme a
dureza desejada conforme figura 3. O tempo de cada revenimento deve ser, de no mínimo, 2
horas. Para peças maiores que 70 mm, deve-se calcular o tempo em função de sua dimensão.
Considerar 1 hora para cada 25,4mm (1 polegada) de espessura. A temperatura de revenimento
resultará em durezas diferentes, ou seja, quanto menor for a temperatura de revenimento, maior
será a dureza, conforme descrito na figura 3.

24

Figura 3: Relação Dureza x Temperatura de Revenimento. [7]

O revenimento elimina a maioria dos inconvenientes produzidos pela têmpera, além de aliviar
ou remover tensões internas, corrige as excessivas dureza e fragilidade do material,
aumentando sua ductilidade e resistência ao choque. O aquecimento da martensita permite a
reversão do reticulado instável ao reticulado estável cúbico centrado, produz reajustamentos
interno que aliviam as tensões e além disso, uma precipitação de partículas de carbonetos que
crescem e se aglomeram, de acordo com a temperatura e tempo. [4]

Os aços ferramenta com elevada dureza e estrutura martensítica apresentam uma soldabilidade
bem peculiar, sendo que alguns cuidados devem ser levados em conta para se evitar problemas
como trinca a frio, trinca a quente, estresse térmico ou ainda endurecimento mediante choque
térmico. No caso do presente estudo, como será realizada uma soldagem utilizando o processo
de amanteigamento com inox austenítico, tem-se ainda que cuidar com parâmetros para evitar
problemas como precipitação de carbonetos de cromo e a presença de ferrita e fase sigma.

O alto percentual de carbono presente no D6 (em torno de 2%) pode gerar a migração de
carbono da ZAC para o metal de solda, o que produziria uma região descarbonizada, de menor
resistência mecânica e resistência à abrasão. Assim o processo de amanteigamento com o aço
inox austenítico evita que, durante a soldagem, ocorra essa descarbonetação e ainda absorva as
tensões de contração gerada pelo resfriamento do revestimento duro. [8]
3.2. CONSIDERAÇÕES GERAIS PARA SOLDAGEM DO AÇO FERRAMENTA

25

O reparo dos aços ferramenta através de processo de soldagem envolve muitas variáveis, tal
como o processo a ser utilizado, tipo de eletrodo consumível ou não consumível, temperatura
de soldagem, temperatura de pré e pós-aquecimento, etc. O estado de fadiga do material tem
que ser levado em conta, pois uma matriz que passou por muitas horas de trabalho encontra-se
no estado tensionado, algumas vezes até mais do que na condição temperada. Assim o pré-
aquecimento para soldagem pode levar à fratura da matriz.

Para retrabalho de aços ferramentas o processo TIG (GTAW) é utilizado com maior
freqüência, porque permite a deposição de pequenas cordões de solda sem respingos, de tal
forma a obter moldes e ferramentas de geometrias complexas. Processos e procedimentos
especiais de soldagem são usados quando há a presença de pequenas tolerâncias e envolvem
ferramentas de alto custo [9]

A qualidade requerida da solda não está somente relacionada com as propriedades mecânicas
adequadas, mas também com a solda e o comportamento da zona afetada pelo calor (ZAC).

Para soldagem de um aço ferramenta alguns cuidados devem ser levados em conta, como:
- a maioria dos aços ferramentas devem ser reparados na condição temperado e
revenido, pois se encontram nesta condição para conformação a frio;
- devem ser pré-aquecidos antes da soldagem;
- se o metal base estiver temperado, mas não revenido, revenir antes de soldar;
- o pré-aquecimento de aços temperados não deve exceder a temperatura de revenido.

A razão básica para a soldagem de aço ferramenta ser realizada em temperaturas elevadas
deriva da alta temperabilidade e da sensibilidade a trinca em soldas de aço ferramenta. Quando
se solda um aço à temperatura ambiente, causa um rápido resfriamento do metal de solda e da
zona termicamente afetada entre passes, resultando transformações da estrutura para martensita
frágil, elevando o risco de trincas. Trincas formadas na soldas podem propagar para o interior
da ferramenta, levando à ruptura. Assim, o aço ferramenta deve, durante a soldagem, ser
mantido de 50 a 100 ºC abaixo da MS (temperatura de formação da martensita) para o aço em
questão. [10]

Uma consideração a ser feita quando se trata de retrabalho de aço ferramenta, justamente
quando a peça em questão é bastante solicitada, é que não se deve soldar o metal duro

26

diretamente no aço ferramenta, ou seja, deve-se fazer um amanteigamento destes materiais.
[11]

O objetivo desta operação é para que toda a tensão do material de base e do material de adição
(revestimento duro) será absorvida e suportada pelo material do amanteigamento, material o
qual é desenvolvido e especificado para almofada de revestimento duro devido a sua altíssima
resistência á tração e escoamento. Um material indicado para esse tipo de solicitação é o AWS
ER312, um aço inox austenítico. A seguir alguns cuidados a serem relevados para tentar
minimizar os efeitos produzidos pelo calor. [11]

3.2.1. Efeitos produzidos durante a soldagem

Os cuidados necessários à soldagem de um aço ferramenta devem ser respeitados. Caso
contrário, alguns efeitos indesejáveis podem ocorrer danificando a solda e conseqüentemente o
trabalho desenvolvido. Descreve-se a seguir algumas conseqüências de uma soldagem não
controlada.

3.2.1.1. Endurecimento mediante choque térmico

O resfriamento rápido da zona de alta temperatura do metal base próximo a solda endurece a
zona por choque térmico. A dureza da zona termicamente afetada depende primeiramente do
percentual de carbono contido no aço. Outros elementos podem aumentar a dureza dessa
região, mas o primeiro efeito destes elementos é prevenir a transformação da austenita em alta
temperatura e então promover a dureza da peça até o núcleo. [3]

Esta é uma explicação para a trinca que surge embaixo do cordão de solda estar diretamente
ligada à dureza, porque esta trinca sempre é encontrada nessas zonas de alta dureza. Isto tem
mostrado que outros fatores além de dureza podem provocar a trinca embaixo do cordão de
solda. Quando estiver livre de trincas, o principal resultado da ZAC endurecida é que aumenta
a dificuldade durante o processo de usinagem. Sendo assim, a maioria dos aços soldados são,
em geral, tratados termicamente, recebendo um alivio de tensões após o procedimento de
soldagem. Isto diminui a dureza da zona termicamente afetada. [3]

3.2.1.2. Gradiente Térmico

27

O rápido aquecimento e resfriamento da solda podem produzir alto estresse térmico. Algumas
vezes esse estresse não causa danos ao aço e pode ser eliminado através de um tratamento
térmico após a soldagem. Mas esse estresse às vezes é alto ao ponto de causar trincas a quente
ou distorções permanentes, ou podem ainda propagar trincas a frio. [3]

3.2.1.3. Trinca a quente (micro trincas)

Trincas a quente ocorrem enquanto o metal base afetado pelo calor ou a solidificação do metal
de solda está ainda em alta temperatura tal que não pode suportar, ainda que relativamente
baixa, tensões internas. Trincas a quente são mais fáceis de ocorrer no metal de solda do que no
metal base, razão pela qual a temperatura do metal de solda é maior do que o metal base. [3]

3.2.1.4. Trinca a Frio

A trinca a frio é um modo de fissuração que acontece próximo à temperatura ambiente, sendo
mais comumente observada na ZAC (zona afetada pelo calor). O hidrogênio é introduzido na
poça de fusão através da umidade ou do hidrogênio contidos nos compostos dos fluxos ou nas
superfícies dos arames ou do metal de base, resultando em que quando a poça de fusão e o
cordão de solda já estiverem solidificados, tornam-se um reservatório de hidrogênio dissolvido.
[12]

A solução sólida de Fe-C (principalmente) com hidrogênio dissolvido, caracterizada pela
estrutura austenítica, ferro γ (gama), tem reticulado cúbico de face centrada (CFC), reticulado
que pode manter o hidrogênio em solução. Durante a solidificação, ocorrem transformações
alotrópicas correspondente a um desprendimento de calor latente de fusão, e a solubilidade do
hidrogênio no ferro gama é diminuída, até que o reticulado CFC tenda ao estado de menor
energia, transformando-se em cúbico de corpo centrado (CCC). Esse reticulado tende a
expulsar o átomo de hidrogênio para fora da célula unitária e caso esse resfriamento seja muito
rápido, não há tempo de o hidrogênio ser expulso para fora do metal fundido, ficando
aprisionado naquela região.

Numa poça de fusão de aço o hidrogênio se difunde do cordão de solda para as regiões
adjacentes da ZAC, que foram suficientemente aquecidas para formar austenita. O hidrogênio
retido nessa região adjacente ao cordão de solda pode causar a fissuração, gerando a trinca a
frio.

28

Se o metal base for devidamente aquecido e homogeneizado à temperatura adequada, as trincas
a frio podem ser evitadas.

3.2.2. Operação de soldagem do aço ferramenta.

Os efeitos citados no item 3.2.1 podem ser minimizados e controlados se alguns procedimentos
forem devidamente selecionados e seguidos de acordo com cada tipo de aço ferramenta. Segue
abaixo uma descrição de parâmetros que devem ser controlados e acompanhados para que o
resultado final seja uma solda com as propriedades desejadas.

3.2.2.1. Pré-aquecimento

O melhor jeito de minimizar possíveis problemas de trinca a frio e deformação permanente é
aquecer a peça a taxas muito lentas, e resfriar em baixas taxas também a região soldada e a
ZAC. Isto é feito selecionando cuidadosamente a temperatura de pré-aquecimento,
temperaturas de interpasses e temperaturas de tratamento térmico pós-soldagem.

Dois tipos de pré-aquecimento são usados, o generalizado, ou seja, a peça é colocada em um
forno ou aquecida com o auxílio de um maçarico, ou o pré-aquecimento localizado, onde
somente uma seção em torno da solda é aquecida.

Em casos especiais, estritamente controlados, os ciclos (rampas de aquecimento e
resfriamento) e as temperaturas são controladas por mantas aquecidas eletricamente e por
termopares.

Outro fator importante para a seleção da temperatura é o tamanho do defeito em relação à
espessura do aço. Uma pequena solda resfria mais rapidamente do que uma de maior tamanho.
Assim, a solda por pontos em um aço sensível à trinca a frio pode ter um procedimento
perigoso.

Quando se pré aquece um aço ferramenta endurecido, a temperatura não deve exceder a
temperatura de revenido usada anteriormente. Aquecendo à temperaturas maiores que estas irá
sobrerevenir e “amaciar” a ferramenta. A temperatura de pré-aquecimento deve ser a mais
baixa da faixa recomendada para o revenimento. [13]

3.2.2.2. Temperatura de interpasse

29

A temperatura de interpasse - temperatura entre os passes de solda - deve ser considerada ao
longo do pré-aquecimento. Para manter as condições prescritas e desenvolvidas para o pré-
aquecimento, a temperatura de interpasse nunca deve ser abaixo a temperatura de pré-
aquecimento. A temperatura de interpasse pode seguramente exceder a de pré-aquecimento na
faixa de 30 a 90 ºC, dependendo o aço. [13]

3.2.2.3. Martelamento

Distorções algumas vezes são minimizadas por martelamento da solda. Um martelamento
pesado após cada passe reduz as distorções por deformação do metal soldado, este
contrabalanceando a contração natural do metal. Entretanto, o martelamento deve ser
cuidadosamente controlado, porque um martelamento muito forte pode causar trinca no metal.
O percentual permissível deste martelamento depende da massa da ferramenta, onde altos
martelamentos são favoráveis a peças de alta massa. O martelamento sempre deve ser feito
enquanto o metal está quente. [13]

3.2.2.4. Pós-aquecimento

A maioria dos aços podem ser resfriados à temperatura ambiente em ar calmo após a soldagem,
mas os aços de alta liga, cujos são mais susceptíveis a trincas, devem ser resfriados
gradualmente, desde a temperatura de soldagem para assegurar que o resultado seja obtido
com êxito. [13]

3.3. TÉCNICAS DE REPARO DO AÇO FERRAMENTA

As técnicas de reparo de um aço ferramenta, no estado temperado e revenido, como no caso
das matrizes para repuxo e furação dos tampos, envolvem alguns cuidados a serem tomados de
acordo com cada processo de retrabalho. Ao soldar sobre o aço D6 temperado e revenido,
ocorre na ZAC (zona afetada pelo calor), próxima à linha de fusão, uma nova têmpera do
material. A martensita formada, com alto teor de carbono é extremamente frágil e, portanto, há
grande susceptibilidade ao desenvolvimento de trincas a frio (induzidas pelo hidrogênio). Por
isso não é recomendado, neste caso, o uso de material de adição similar ao metal de base.

30

Em vez disso, como material de adição seria mais recomendado usar um material austenítico
(aço inox ou ligas de níquel), que funcione como um sumidouro/armadilha (em espanhol
“trampa”) para o hidrogênio, de modo a evitar sua difusão para dentro da ZAC frágil.

Como o aço da ferramenta tem alto teor de C (em torno de 2 %), a migração de carbono da
ZAC para o metal de solda produziria na ZAC grosseira uma região descarburizada, de menor
resistência mecânica e resistência à abrasão.

Dois métodos de soldagem são sugeridos, o método de soldagem por dupla camada e o método
de soldagem com o pré-aquecimento acima de MS (temperatura de formação da martensita). A
MS do aço D6 é próximo à 200 ºC, conforme descrito na figura 4.

Figura 4 - Diagrama de transformação no resfriamento continuo do aço K107 da Boehler.[6]

A martensita é uma microestrutura que provém de um rápido resfriamento da austenita (CFC)
onde o resfriamento é tão rápido que não há tempo de ocorrer a transformação difusional –
austenita em ferrita (CCC) e cementita, ocorrendo o cisalhamento dos planos cristalinos que
forma uma estrutura tetragonal com altos níveis de tensões internas. Os valores de dureza
dependem diretamente do teor de carbono que se apresentava dissolvido na austenita antes da
transformação, isto porque o carbono é o átomo intersticial que permanece “aprisionado” no
meio da rede cristalina, aumentando o tensionamento da rede quanto mais átomos estiverem
presentes. [14]

31

Para aplicação de aços ferramenta, a estrutura martensítica normalmente é revenida, onde a
estrutura martensítica é elevada à altas temperaturas para que o carbono possa precipitar e sair
da rede cristalina, diminuindo o tensionamento interno do material. Quanto mais alta a
temperatura de revenimento, menor será a dureza final, pois mais carbonos terão precipitado.
[14]

Devido à estrutura martensítica este aço escoa em elevadas tensões por apresentar a relação
LE/LR (tensão limite de escoamento / tensão limite de resistência) superior a 0,9. Isto significa
que antes de escoar o material atinge tensões muito altas (ainda no regime elástico). O nível de
tensões residuais do material é da ordem do limite de escoamento do material, e no caso do aço
D6, o limite de escoamento é muito próximo do limite de resistência, isso significa que
qualquer tensionamento externo aplicado rapidamente eleva o nível de tensões atuante acima
do limite de resistência e o material trinca. Por isso o aço de estrutura martensítica deve sofrer
alívio de tensões após a soldagem. [14]

Serão considerados dois métodos para a soldagem. Um método será a dupla camada, onde será
feito um amanteigamento com o arame de aço inox AWS ER 312 e em seguida será depositado
o revestimento duro. O outro método será soldar acima da temperatura MS, com o mesmo
amanteigamento e o mesmo revestimento duro [15]

3.3.1.Método da dupla camada.

A técnica da dupla camada foi inicialmente desenvolvida nos anos 1960 para evitar as trincas
de reaquecimento na ZAC que ocorriam após a execução de tratamento térmico pós soldagem
(TTPS). Esta técnica utiliza um método controlado de deposição, de modo que a segunda
camada promova o refino e a redução de dureza da ZAC gerada pela primeira camada de solda.
A sua eficácia depende da correta relação de energias entre os vários passes de solda e, ainda
mais, das condições de soldagem determinadas para os materiais de base e de adição
específicos. [15]

Os parâmetros mais importantes para conseguir o refino e revenido são a altura média do
reforço da primeira camada, a profundidade da região de grãos grosseiros da primeira camada,
e a penetração das isotermas da segunda camada de solda. Esses valores e sua relação com as

32

condições de soldagem são estimados a partir de medidas realizadas em depósitos simples
representativos de cada camada. [15]

Para realizar o processo de soldagem por dupla camada alguns cuidados têm que ser levados
em conta como depositar a primeira camada com a menor energia de soldagem, suficiente para
fundir o metal base com o objetivo de gerar uma ZAC mais estreita e, ao mesmo tempo,
permitir uma maior sobreposição entre os cordões de cada camada e maior sobreposição entre
as camadas. Assim, deve ser usada uma corrente apenas suficiente para fundir o metal de base
e permitir a deposição de material da vareta. Assim, sucessivamente, deve-se aumentar a
amperagem para produzir o revenido do passe anterior.

A energia de soldagem é proporcional à corrente e inversamente proporcional à velocidade de
soldagem. Portanto, é vantajoso fazer a soldagem com velocidade relativamente grande,
embora isto, por outro lado, possa promover a formação de trincas de solidificação no metal
depositado com liga de níquel.

Para que o calor das várias camadas depositadas possa promover o revenido da ZAC produzida
pela primeira camada é necessário que a ZAC atinja uma temperatura inferior a MS
(temperatura de formação da martensita) em pelo menos 100 ºC. Para o aço D6, a temperatura
MS é aproximadamente de 200 ºC. Portanto, a temperatura de interpasse (i.e., a temperatura da
peça na região a soldar antes de iniciar a deposição de um novo cordão) deveria ser inferior a
100 ºC. No entanto trincas a frio podem surgir a temperaturas menores que 200 ºC. [14]

3.3.2. Soldagem acima da temperatura MS

Pelos motivos expostos no item 3.3.1, outra alternativa que parece menos crítica é realizar a
soldagem com a peça a uma temperatura acima de MS. Portanto, a temperatura de pré-
aquecimento utilizada deve ser próxima á da MS, ou seja, pré-aquecimento de 220 ºC e a
temperatura interpasse de 260 ºC.

O amantegamento deve ser feito com uma camada de liga ER 312, com baixa energia e baixa
corrente de soldagem (para diminuir a diluição do metal de base no metal de solda) e a segunda
camada e assim por diante deverá ser depositada uma liga de revestimento duro (similar à DIN
1.4718). [14]

33

Após terminar a soldagem a peça deve ser deixada em resfriamento, de preferência usando uma
manta isolante ou colocando-a em areia, para que o resfriamento seja lento e, com isso, sejam
menores os gradientes térmicos e as tensões geradas pelos mesmos. A taxa de resfriamento
deve estar entre 20 e 40 ºC/h. [14]

O revenido deve ser feito logo após a soldagem, quando a peça atinja uma temperatura entre 50
e 70 ºC. A temperatura de revenido deve ser de 10 a 20 ºC menor que a temperatura usada no
revenimento no processo de fabricação da ferramenta. O período de manutenção da
temperatura de revenido deve ser de 2 h. [14]

3.3.3. Preparação da junta

Quanto à preparação da ranhura onde vai ser depositado o material de preenchimento “built-
up” não deve apresentar cantos vivos. Portanto, é recomendado um chanfro com inclinação de,
p.ex., 45º, ou, melhor ainda, um chanfro em semi-U. Com esta última alternativa aumentaria a
área de ligação entre a ZAC e a temperatura de MS e, com isso, diminuiriam as tensões a que
estaria submetida a ZAC como resultado da operação da ferramenta. [14]

4. MÉTODO APLICADO PARA O PROCESSO DE REPARO DOS AÇOS FERRAMENTA.

O reparo do aço ferramenta D6 ainda é um tanto desconhecido, ou seja, quem conhece a
técnica a mantém sob sigilo por ser um processo trabalhoso e de alto custo. Sendo assim,
durante esse trabalho foram feitos alguns testes para tentar parametrizar condições que fossem
adequadas para obtenção de resultados.

Através de leituras de normas e livros e de conversas com fornecedores de matérias-primas,
chegou-se à conclusão que seria indicado fazer alguns testes para tentar parametrizar o
processo. O primeiro teste foi identificar qual seria a menor corrente aplicada ao processo, que
fosse suficiente para fundir o metal base e que gerasse a menor ZAC possível. Posteriormente
alguns métodos de soldagem, variando temperatura de pré-aquecimento e posterior tratamento
térmico foram testados e analisados seus resultados.

34

A tabela 4 mostra algumas informações pertinentes aos consumíveis escolhidos.

Bitola
Consumível (AWS) Aplicação Composição química
(mm)
%C %Si %Mn %Cr %S %Mo %Ni
AWS ER312 Amanteigamento 1,6
0,1 0,4 1,8 30 0,01 0,1 9,3
M / WSG 6 GZ 60 ST (DIN Revestimento
1,6 0,5 2,8 0,46 9,5 0,01 0,02 0,6
1.4718) duro
Tabela 4: Descrição dos consumíveis utilizados nos testes

4.1. Pré-teste de soldagem

Esse pré-teste foi realizado com o intuito de estabelecer alguns parâmetros para posteriormente
serem aplicados à soldagem das matrizes. Esse ensaio submeteu um corpo de prova (CP) de
mesmo material, AISI/SAE D6, a um pré-aquecimento de 80 ºC +/- 20 ºC, temperatura
estabelecida pelo método de soldagem por dupla camada, que sugere soldagem 100 ºC abaixo
da MS [14]. Com o CP devidamente aquecido, alguns cordões de inox 312 foram depositados,
variando-se a corrente, estes cordões estão mostrados na figura 5. Essa variação decrescente
teve como base informações de catálogos de fornecedores que indicavam a faixa adequada para
o teste.

Outra região soldada foi a transversal à peça com o intuito de verificar como a dureza do
cordão se comportaria, pois segundo informações do fornecedor seria atingida dureza próxima
à 58HRC já no segundo passe, sem tratamento térmico. Essa região está indicada pelo número
1, na figura 5.

35

Figura 5: Identificação das regiões de soldagem.

A figura 5 mostra as regiões onde foram realizadas as soldas. Essas regiões têm propostas
diferentes, ou seja, por se tratar de um pré-teste, para estabelecer os parâmetros de soldagem,
foram realizadas soldas em diferentes correntes, indicadas na figura do número 2 ao 7. A
região indicada pelo número 1 (corte transversal da peça) foi soldada com o intuito de medir a
dureza do revestimento duro e se apresentaria trincas posteriormente. A figura 6 mostra a
região 1 em destaque.

Figura 6: região soldada para análise de dureza do revestimento duro..

Conforme mostrada na figura 6, essa região foi soldada depositando uma camada de inox 312,
controlando a temperatura de interpasse, e posteriormente foram depositadas duas camadas de

36

revestimento duro. Entretanto, quando a soldagem da segunda camada de revestimento duro
estava na metade da região uma trinca se propagou sob a região, como pode ser visto na figura
6. Essa trinca foi iniciada no canto vivo, que é proveniente do rasgo da chaveta, que tem
função de travar o eixo para rotação da roldana (corpo de prova extraído da roldana). A figura
7 mostra, em aumento, a região de início da trinca.

Figura 7: Início da trinca. Região com aumento mostra o canto vivo, onde foi o início da trinca.

De acordo com a figura 7 pode-se verificar que a trinca iniciou no rasgo da chaveta, região que
é muito solicitada durante o trabalho da roldana e devido à concentração de tensões existentes,
a trinca propagou, devido ao aquecimento e resfriamento durante o processo de solda.

A tabela 4 mostra os valores de corrente correspondentes à cada região soldada.

Temperatura de pré-
Região Corrente (A)
aquecimento (ºC)
1 80 ºC +/- 20 ºC 100
2 80 ºC +/- 20 ºC 80
3 80 ºC +/- 20 ºC 100
4 80 ºC +/- 20 ºC 100
5 80 ºC +/- 20 ºC 80
6 80 ºC +/- 20 ºC 80
7 80 ºC +/- 20 ºC 60
Tabela 5: Variação da Corrente.

37

Esses valores de corrente foram escolhidos de acordo com catálogos de fornecedores de
matéria-prima, que estabeleciam uma corrente de 100A para processo de soldagem TIG. Para
verificar a qualidade dos cordões foi realizado ensaio visual e posterior ensaio por líquido
penetrante (LP). A figura 8 mostra os resultados.

Figura A Figura B
Figura 8: Foto do ensaio por líquido penetrante. A figura A mostra o início da revelação das trincas, onde
podemos ver o contorno de cada trinca. Já na figura B pode-se ter uma noção da profundidade de cada trinca.

De acordo com a figura 8 verifica-se a presença de trinca próxima a todos os cordões, exceto
na região identificada com o número 7. Essa região não apresentou trincas por não ter ocorrido
a fusão do metal base, ou seja, como a corrente da máquina estava regulada para 60A, a
energia não foi suficiente para gerar a poça de fusão, e sim somente para fundir o metal de
adição. As demais regiões, tanto com corrente de 80 e 100A apresentaram trincas nas regiões
adjacentes aos cordões. Quando terminou a soldagem da região 3 foi possível escutar e
visualizar a trinca se propagando, como se fosse um vidro se quebrando. As demais somente
foram verificadas após ensaio de LP.

Conforme pode ser analisado na figura 8, essas trincas iniciaram junto ao centro da peça. O
motivo do aparecimento das mesmas pode ter ocorrido devido ao gradiente térmico, ou seja,
como a temperatura de pré-aquecimento do corpo de prova estava muito próxima da ambiente,
quando a poça de fusão estava solidificando, a troca de calor entre o CP e a zona fundida foi
muito rápida. O gradiente térmico que somado à qualquer efeito geométrico concentrador de
tensões, como o canto vivo existente no centro do CP, podem ter superado a resistência do
material levando à ruptura do mesmo.

38

A presença de rechupes de cratera no final de todos os cordões pode ser visualizada. Esse
defeito também foi percebido na região 1, conforme verificado na figura 9.

Figura 9: Presença de rechupes de cratera no final dos cordões de solda.

Uma corrente adequada para posteriores soldagens seria de 100A, pois o material apresentou
boa fusibilidade e foi possível boa velocidade de solda, obtendo-se assim, um cordão de boa
qualidade.

A dureza da região 1 foi medida em vários pontos, onde a dureza média foi de 24HRC. Essa
região foi soldada pelo método de dupla camada, com amanteigamento, ou seja, foi depositada
uma camada de inox 312 e duas de revestimento duro. Entretanto a dureza ficou muito fora do
esperado, logo a vareta desse fornecedor foi descartada para o processo de parametrização.

4.1.1. Análise do pré-teste.

De acordo com os dados e resultados analisados no item 3.4.1., a corrente mínima a ser
utilizada para o método da dupla camada seria de 80 A, visto que 60 A não foi suficiente para
fundir o metal base.

39

Essa temperatura utilizada no pré-aquecimento, de 80 ºC +/- 20 ºC foi muito baixa, o que gerou
um gradiente térmico onde a poça de fusão resfriou muito rápido, e fatores geométricos
concentradores de tensão favoreceram o aparecimento e propagação de trincas.

Uma alternativa seria testar o método da dupla camada utilizando uma temperatura de pré-
aquecimento superior, entretanto que não ultrapassasse a MS, como por exemplo, 120 ºC +/-
20 ºC.

Como a dureza da região 1 ficou muito fora do especificado para a conformação à frio, o
consumível desse fornecedor será descartada e testes com outra vareta serão realizados.

4.2. Método de soldagem acima de MS.

Outra alternativa aparentemente viável para o processo de reparo por soldagem desse aço é o
método de soldagem acima de MS, ou seja, como a MS do aço AISI D6 é 200 ºC [6], a
temperatura de pré-aquecimento tem de ser superior à isto.

Esse método foi realizado por ser uma alternativa mais viável pelo fato de metal de base (MB)
ter alto percentual de carbono, em torno de 2%. Foram variadas as temperaturas de pré-
aquecimento, pós-aquecimento e os tipos de arame. A tabela 5 mostra as variáveis para a
soldagem acima de MS dos corpos de prova.

Corpo de Temperatura de
Tipo e quantidade de Arame Tratamento térmico
prova pré-aquecimento
Amanteigamento com inox 312 e 3
A 240 ºC +/-20 ºC Sem tratamento térmico
camadas de revestimento duro
Alívio de tensões de
B 240 ºC +/-20 ºC 3 camadas de revestimento duro
680ºC por 2 horas
Alívio de tensões de
C 400 ºC +/- 20 ºC 3 camadas de revestimento duro
400ºC por 1 hora.
Tabela 6: Variáveis para soldagem dos corpos de prova “A”, “B” e “C”.

A tabela 5 informa os três tipos de soldagem acima de MS que foram feitos. O CP “A” foi
aquecido em 240 ºC +/-20 ºC por 1 hora e depositou-se uma camada de inox 312, controlando
a temperatura de interpasse até 260 ºC. Posteriormente foram depositadas três camadas de
revestimento duro e deixado resfriar em areia mantida à temperatura ambiente.

40

O CP “B” sofreu aquecimento por 1 hora na faixa de 240 ºC +/-20 ºC e foram depositadas três
camadas de revestimento duro, controlando o interpasse de até 260 ºC. Ainda quente, foi
submetido a um tratamento térmico de alívio de tensões por 2 horas, à 680 ºC e resfriado em
areia previamente aquecida em 680ºC. Essa temperatura foi escolhida devido à faixa de
temperatura para tratamento térmico de alívio de tensões do D6 ser de 720 a 820 ºC [6] e de
acordo com o fabricante Bohler [14] deve-se utilizar a temperatura de 10 a 20 ºC inferior ao
revenido para não sobrerevenir a ferramenta.

O CP “C” foi previamente aquecido em 400 ºC +/- 20 ºC por um período de 2 horas e três
camadas de revestimento duro foram depositadas. Ainda quente, foi submetido a um
tratamento térmico para alívio de tensões em 400 ºC por 1 hora. Posteriormente foi resfriado
em areia à temperatura ambiente.

4.2.1. Resultados Obtidos

Primeiramente fez-se um ensaio visual para verificar se havia a presença de trincas. O CP “A”
apresentou trinca já no momento que foi retirado da areia, 24h posterior à soldagem. O CP “B”
não apresentou trinca e o CP “C”, 24h posterior ao teste apresentou trincas, entretanto essa
trinca foi muito próxima à um canto vivo, o que pode ter ajudado a concentrar tensões. Após
72h, mais trincas apareceram no CP “C”, em outra região.

Foi realizado ensaio de líquido penetrante nos corpos de prova “B” e “C”, no “A” não houve
necessidade, pois apresentou trinca em todo o contorno da ZAC, conforme pode ser visto na
figura 10.

41

I II
Figura 10: Foto do corpo de prova “A”. A trinca acompanha o contorno da ZAC, conforme pode ser visto em I,
vista superior e em II, vista lateral.

Foi medida a dureza no CP “A” e verificou-se que a solda atingiu a dureza mínima
especificada para conformação a frio, de 55HRC, entretanto esse procedimento não será
aplicado devido à presença de trinca à frio.

O ensaio por Líquido Penetrante realizado nos CP’s “B” e “C” pode ser verificado nas figuras
11 e 12.

Figura 11: Ensaio de Líquido Penetrante no CP “B”.

42

I II
Figura 12: Ensaio de líquido penetrante do CP “C”. I) LP após 24h da soldagem. II) LP 75h após a soldagem.

Conforme pode ser analisado na figura 11, o CP “B” não apresentou nenhuma trinca 24h após
o teste, entretanto a dureza caiu muito devido ao alívio de tensões realizado em 680 ºC por 2h.
A dureza atingida foi de 45HRC. As variáveis tempo e temperatura desse tratamento térmico
foram altas o suficiente para, de acordo com o diagrama TTT (figura 13), formar perlita, o que
diminuiu sensivelmente a dureza.

Figura 13: Diagrama de transformação de resfriamento contínuo do Aço AISI D6. [6]

43

Em vista dessa redução da dureza viu-se a necessidade de fazer um tratamento térmico de
têmpera para aumentar a dureza do CP “B”. Assim foi realizado um aquecimento à 950 ºC por
1h 30min, resfriado em óleo. Quando a peça retornou à temperatura ambiente, o CP foi
submetido a um tratamento térmico para alívio de tensões em 400 ºC por 1h.

Como o material foi austenitizado e resfriado rapidamente, a microestrutura formada foi a
martensita, que é extremamente rígida e cheia de tensões internas. Entretanto o tratamento
térmico de alivio de tensões realizado diminuiu as tensões, reduzindo também a dureza, porém
ainda permaneceu dentro do especificado para conformação a frio e o valor encontrado foi de
58HRC.

A figura 12 mostra o ensaio de LP do CP “C”. A figura 12.I mostra que 24h após o teste a peça
apresentou trinca muito próxima ao canto vivo, presente no centro da peça. Essa trinca pode ser
proveniente da presença deste canto vivo, pois esse CP foi extraído de uma roldana que
trabalha em ciclos, tensões poderiam estar acumuladas e com o gradiente térmico acabou
propagando a trinca. A figura 12.II mostra que 72h após o teste a peça trincou na região
adjacente à ZAC, acompanhado o contorno da região soldada. A dureza média do CP “C” foi
de 58 HRC, dentro do especificado.

4.2.2. Discussão dos Resultados.

Conforme analisado no item 3.4.2.1, apenas a condição de soldagem do CP “B” pode ser
aproveitada, pois as demais não atingiram o esperado devido ao aparecimento de trincas e/ou
dureza abaixo do especificado.

O CP “B” não apresentou trincas pois o tratamento térmico de alívio de tensões realizado foi
em temperatura e tempo suficientes para que o hidrogênio difundisse para fora da peça sem
causar trinca a frio. Entretanto como o CP foi submetido a tempo e temperatura elevados, o que
foi suficiente para a formação da perlita, houve a necessidade de austenitizar a peça novamente
e, através do resfriamento rápido, formar martensita, microestrutura responsável pela alta
dureza, logo, resistência da matriz para conformação a frio.

44

4.3. Aplicação do método utilizado no CP “B”.

Conforme verificado no item 3.4.2.1, o método de soldagem testado que pode ser aproveitado é
o método aplicado ao CP “B”. Esse método foi aplicado à uma matriz de furação dos tampos
que se encontrava em uma situação danificada, conforme figura 14.

Figura 14 :Matriz de furação dos tampos na condição danificada.

A região danificada foi usinada de forma a remover todas as imperfeições da mesma. Um
chanfro foi feito, aproximadamente em 45º, para que se evitasse a presença de um canto vivo, o
que poderia comprometer a qualidade final da solda. Posteriormente, utilizando como base o
método de soldagem do CP “B”, foi executada a soldagem dessa região. Entretanto algumas
variações foram feitas, tal como aumentar a temperatura de pré-aquecimento para 400 ºC, para
evitar o aparecimento de trincas a frio devido ao gradiente térmico e pós-aquecimento em 500
ºC, para aliviar as tensões promovidas pela soldagem, evitando a formação de perlita, ou seja,
evitar que a dureza fosse reduzida em excesso.

Os passos seguem conforme abaixo:
- Pré-aquecimento em forno à 400 ºC, por duas horas;
- Soldagem da matriz por processo TIG;
- Alívio de tensões imediato após o termino da soldagem em forno à 500 ºC por duas horas;
- Resfriamento em areia aquecida à 500 ºC.

A matriz não apresentou trincas e a dureza atingiu o especificado, com dureza média de
58HRC. Após 72h foi realizado ensaio por LP para se certificar da ausência de trincas,
conforme ilustrado na figura 15.

45

Figura 15. Ensaio por LP realizado na parte externa da matriz e parte interna, respectivamente.

Conforme analise da figura 15, a matriz não apresentou trincas, nem na parte superior e nem na
parte interna também. A peça foi submetida à usinagem e será colocada para trabalhar, assim
poderá ser verificada a integridade do teste.

Foi calculado o custo desse reparo, considerando o consumo de gás argônio, a quantidade de
varetas utilizadas de revestimento duro, a hora do soldador, o tempo de forno e a usinagem da
matriz em torno CNC. A tabela 6 mostra as quantidades e preços de cada componente.

Itens utilizados Quantidade Utilizada Preço (R$) Preço por item (R$)
Arame 0,34 kg 467,00/kg 158,78
Hora soldador 5 horas 6,00 30,00
Forno 8 horas 178 kWh 23,14
Gás Argônio 3 m³ 19,8 59,4
Usinagem CNC 2 horas 35,0 70,00
Total 341,32
Tabela 7: Cálculo do custo médio do reparo da matriz de furação dos tampos.

Considerando que o custo de uma matriz nova é de R$ 798,00, e o reparo da mesma teve um
custo de R$ 341,32, a economia somente dessa matriz é de 57,23%, ou seja, de R$ 456,68.

A vida dessa ferramenta será analisada, visto que se apresentar uma vida de trabalho curta em
relação às demais matrizes talvez esse reparo não seja eficiente. Uma análise estatística será
realizada durante o trabalho da mesma.

46

5. CONCLUSÃO

Esse estudo revela que muitas variáveis estão envolvidas nesse processo e que muito tem-se
ainda a pesquisar e testar. Esses testes preliminares deram uma noção de como o aço
ferramenta D6 pode ser reparado, mesmo que apenas uma das condições tenha sido
aproveitada.

Essa condição que foi positiva, no caso do presente estudo do CP “B” foi aplicada em uma
matriz para furação dos tampos dos vasos de pressão da empresa Schulz S/A. Algumas
alterações foram feitas para aproximar os resultados sem que fosse necessário um segundo
tratamento térmico, visto que a indústria visa-se sempre o menor custo para qualquer projeto.

Algumas observações têm que ser levantadas, pois por mais que aparentemente a matriz de
furação dos tampos apresentou bons resultados temos que considerar o reparo como positivo
somente depois de algumas horas de trabalho. Isto é dito porque pode haver alguma micro-
trinca, poro, algum defeito que, devido ao trabalho cíclico, pode fadigar a matriz.

Alternativas podem ser mais viáveis do que a encontrada, porém devido ao término de meu
período de estágio na empresa não será possível desenvolver esse trabalho por hora.

A condição de soldagem abaixo da MS pelo método da dupla camada pode ser uma alternativa
mais barata, entretanto a temperatura na qual o teste foi realizado não se aplica. Uma
temperatura superior pode suprir as características requeridas no teste.

Alguns objetivos foram alcançados, como a identificação da condição menos crítica para
reparo das ferramentas de corte para a empresa e a redução de custo que esse estudo pode
gerar, visto que na empresa existe uma grande quantidade de matrizes a serem recuperadas, e
apresentam-se em diferentes situações, o que deverá ser estudado com cautela.

A equipe dos reservatórios fará um acompanhamento de trabalho desta ferramenta, visto que se
vir a apresentar vida útil curta, alternativas terão que ser estudadas.

47

6. REFERÊNCIAS.

[1] SCHULZ S/A. Informações básicas. Disponível em <http://www.schulz.com.br/home/>.
Acesso em 10 fevereiro 2010.

[2] HEAT TECH. Aços Ferramenta: informações básicas. Disponível em:
<http://www.heattech.com.br/publicacoes/FOLDER_ACOS_FERRAMENTA.pdf>. Acesso
em 09 fevereiro 2010.

[3] AMERICAN WELDING SOCIETY, Welding Handbook : Metals and their weldability,
Seventh Edition, Volume 4, 1982, Capítulo 3: Tools and Die Steel, p. 148 -166.

[4] CHIAVERINI, Vicente. Aços e Ferros Fundidos. 6ª. Ed. São Paulo: Associação Brasileira
de Metalurgia e Materiais – ABM, 1990.

[5] SOARES, André; PEDROSA, Ricardo. Materiais de Construção Mecânica I: Têmpera
Martensítica e Revenido do aço RL200 (X210CR12). Disponível em:
<http://paginas.fe.up.pt/~em00018/MCM1/MCM1_RL200.pdf>. Acesso em 23 fevereiro 2010.

[6] BOHLER. Cold Work Tool Steel: K107. Disponível em: <http://www.bohler-
edelstahl.com/files/K107DE.pdf >. Acesso em 24 fevereiro 2010.

[7] VILLARES METALS. Aços para Trabalho a Frio: VC131. Disponível em:
<http://www.villaresmetals.com.br/portuguese/files/FT_13_VC131.pdf>. Acesso em: 26
fevereiro 2010.

[8] The American Society Mechanical Engineers. ASME Bolier and Pressure Vessels Code –
Welding and Brazing Qualifications - Section IX – New York, 2007. Addenda 2009b.

[9] BOHÓRQUEZ, C. E. N.; Preciado, W. T. Reparos por soldagem de moldes para plásticos:
aspectos metalúrgicos. Tese (Mestrado em Engenharia Mecânica) – Programa de Pós

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Graduação em Engenharia Mecânica, Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis,
2005.

[10] UDDEHOLM. Welding of Tool Steel: treatment of tool steel. Disponível em:
<http://www.bucorp.com/files/UddeholmWeldingofToolSteel.pdf>. Acesso em 16 março
2010.

[11] SENAI. Coleção Tecnologia SENAI. São Paulo, 1997.

[12] TIBURI, Fábio. Qualidade em Soldagem. Dossiê técnico. Disponível em:
<http://www.docstoc.com/docs/851562/qualidade-na-soldagem>. Acesso em 10 março 2010.

[13] LINCOLN ELECTRIC Co. The Procedure Handbook of arc Welding. 14th. Ed. USA,
2000.

[14] UDDEHOLM. Carmo: Prehardened cold work tool steel for car body dies. Disponível em:
<http://www.uddeholm.com.br/br/files/carmo_english_04.pdf)>. Acesso em 12 março 2010.

[15] HENKE, S. L.; NIÑO, C. E.; BUSCHINELLI, A. J. A.; CORRÊA, J. A. Soldagem
Dissimilar do Aço CA-6NM Sem Tratamento Térmico Posterios, Soldagem & Inspeção, v.6,
n.1, 2000.

[16] MOINO, H. E., PASCHOALIM, A . C. Programa de Cursos Modulares em Tecnologia
de. Soldagem. Módulo MIG/MAG. Associação Brasileira de Soldagem (ABS). São Paulo.
1991.

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