Estampagem a Quente.PDF

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7º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO 
7th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING 
20 a 24 de maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - Brasil 
May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil 
 
 
ESTAMPAGEM A QUENTE DE 
RECORTES DE CHAPAS DE AÇOS AO BORO SOLDADAS A LASER 
 
AlessandroLonghi, longhi.le@gmail.com 
Sergio Tonini Button, sergio1@fem.unicamp.br 
 
Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas 
 
Resumo: Esta pesquisa teve como finalidade o estudo da estampagem a quente de recortes de chapas de aço soldadas a 
laser (Tailored Welded Blanks). Devido às ótimas propriedades mecânicas e ao peso reduzido apresentados nos 
itens produzidos por esse processo, sua utilização é promissora na indústria, ainda que pioneira. Foi realizada a 
simulação do processo por elementos finitos, a fim de melhor caracterizar o processo e identificar o movimento da 
linha de solda, que ocorreu na direção do material mais espesso; para os ensaios experimentais fez-se o recorte e 
soldagem a laser de diferentes combinações de chapas de aço DIN 22MnB5 e DIN 27MnCrB5, de diferentes 
espessuras; após, procedeu-se o revestimento com liga Al-Si, que mostrou-se de acabamento superficial inferior 
em relação ao material sem revestimento, e finalmente, a estampagem a quente dos corpos de prova para obtenção 
de um trecho da coluna “B” de um automóvel. Foram preparadas amostras de diferentes regiões dos corpos-de- 
prova para ensaios metalográficos e de dureza, nos quais obteve-se estrutura majoritariamente bainítica e 
martensítica para temperaturas de aquecimento de 880°C e 950°C, respectivamente. 
 
 
Palavras-chave: conformação mecânica, temperabilidade, aços ao boro, metalurgia física 
 
 
1. INTRODUÇÃO 
 
A estampagem a quente de recortes de chapas de aço soldados a laser (Tailored Welded Blanks) é um processo de 
conformação a quente de chapas com diferentes composições químicas e espessuras, simultânea ao tratamento térmico 
do aço, resfriado quando ainda na prensa entre as ferramentas, produzindo-se itens com elevada resistência mecânica, 
ainda que mais leves e com menor número de componentes para a montagem, levando à otimização na utilização de 
materiais com as devidas propriedades mecânicas e espessuras na região onde são necessárias (ThyssenKrupp, 2009). 
A estampagem a quente é dividida em três etapas: a primeira consiste no aquecimento da chapa entre 900 e 950°C, 
de 5 a 10 minutos, ocorrendo a total austenitização do aço; a segunda, pela conformação do aço, em prensa hidráulica, 
ainda na fase austenítica, garantindo uma melhor deformação de peças com geometria complexa, devido à baixa tensão 
de escoamento em altas temperaturas (Merklein et al., 2006); a terceira ocorre juntamente com a segunda, já que o 
resfriamento da chapa se inicia com o contato da chapa nas matrizes, e deve atingir um gradiente superior a 27°C/s, para 
que as características mecânicas de elevada resistência sejam alcançadas, pela transformação para a fase martensítica, 
que se inicia a partir de 400°C, aproximadamente (Abdulhay et al., 2010). 
Uma das dificuldades da estampagem a quente é a formação de uma camada oxidada e a descarbonetação da 
superfície das chapas, formada instantaneamente quando em contato com o ar a altas temperaturas, que deve ser retirada 
por jateamento, aumentando os custos na produção, e que pode afetar irreversivelmente as tolerâncias geométricas 
(Suehiroet al., 2003). Uma das opções para a prevenção da oxidação do aço durante o processo, é o revestimento por 
Al-Si, que formará no aquecimento uma camada alumínio ferrosa que protegerá a chapa, mesmo com a formação de 
algumas trincas nessa camada, ao sofrer tensões de compressão (Jang et al., 2010). Apesar da proteção da chapa de aço, 
ocorre a formação de uma camada de componentes inter-metálicos nas matrizes, causando o aumento da pressão de 
contato e da rugosidade, que pode comprometer a qualidade dos produtos ou até promover uma falha precoce das 
matrizes (Pelcastre et al., 2011). 
Os Tailored Welded Blanks (TWBs), são fabricados com chapas que podem apresentar diferentes composições 
químicas e espessuras, que são soldadas e conformadas, obtendo-se diferentes valores de resistência mecânica e dureza 
em partes distintas do produto final, em locais em que essas propriedades serão mais requisitadas. Tal fato leva a 
reduções de peso, número de componentes e de operações, quantidade de material e, consequentemente, no preço do 
produto final que teve suas características mecânicas aprimoradas (ThyssenKrupp, 2009). A utilização de chapas de 
High Strenght Steels (HSS) ou Ultra High Strenght Steels (UHSS) é muito comum para aplicações automotivas 
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(Auto/Steel Partnership, 2001), sendo geralmente soldadas a laser, devido à maior precisão, resistência e acabamento 
final (Bayraktar et al., 2005). Com a utilização de chapas de diferentes espessuras, quando o TWB é conformado, 
observa-se maior deformação no material mais fino, por este atingir a zona de deformação plástica mais rapidamente 
que o material mais espesso, levando ao movimento da linha de solda em direção do material mais espesso (Chan et al., 
2003). 
 
2. MATERIAIS E MÉTODOS 
 
Os TWBs antes de estampados, foram soldados para formar retângulos de 80 x 125mm compostos por duas chapas, 
uma de aço DIN 22MnB5 com 1,90 mm de espessura, soldada a laser a uma de aço DIN 27MnCrB5 cuja espessura será 
variada em cada TWB: 1,57mm e 1,80mm, e então revestidas com liga Al-Si. A composição de ambos os aços está 
descrita na Tab. (1). A linha de solda se localiza centrada em duas direções, na de menor comprimento (direção 1) e na 
direção de maior comprimento (direção 2), organizados por tipo na Tab. (2), para facilidade de referência ao longo deste 
texto. Os ensaios foram feitos com matrizes para a obtenção de um trecho de uma coluna “B” da estrutura de um 
automóvel (Flandoli e Button, 2010). 
 
Tabela 1. Composição dos aços 22MnB5 e 27MnCrB5 em porcentagem em massa (adaptada de Salzgitter 
Flachstahl, 2005; e Brasmetal Waelzholz, 2008) 
 
Aço C (%) Mn (%) Cr (%) Si (%) Al (%) B (%) P (%) S (%) 
22MnB5 0,220 1,20/1,40 0,110/0,20 0,20/0,30 0,020/0,05 0,0020/0,005 -/0,020 -/0,005 
27MnCrB5 0,270 1,10/1,40 0,30/0,60 -/0,40 -/- 0,0008/0,005 -/0,035 -/0,040 
 
Tabela 2. Combinações entre chapas soldadas. 
 
 Aço/espessura (mm) 
Tipo Direção DIN 22MnB5/1,90 DIN 27MnCrB5/1,57 DIN 27MnCrB5/1,80 
1 1 x x 
2 1 x x 
3 1 x x 
4 2 x x 
 
2.1. Soldagem a Laser 
 
Os TWBs foram soldados a laser CO2. Para assegurar a qualidade da solda, foi utilizado um software de medição, 
simultânea à soldagem, da distância entre as chapas, corrigindo automaticamente a direção do feixe de luz. 
Devido a limitações dimensionais para a soldagem, só foi possível a soldagem das chapas de 27MnCrB5 de 
1,80mm de espessura na direção de linha de solda de maior comprimento. 
 
2.1. Revestimento com Liga Al-Si 
 
O revestimento dos TWBs foi feito pela imersão dos corpos de prova em liga de alumínio A356.0 fundida, 
composta entre 6,5% e 7,5% de Si em massa (Hadleigh Castings, 2011). As chapas foram imersas na liga fundida a 
720°C. 
O primeiro arranjo foi imerso por 3min e então retirado e resfriado à temperatura ambiente, mas não foi observada 
boa aderência entre a camada de liga de alumínio e as chapas, que deslizou parcialmente durante o resfriamento. Com 
isso, os arranjos restantes foram deixados por 30min em banho e então retirados e resfriados à temperatura ambiente, 
apresentando maior aderência às chapas. 
 
2.2. Simulação Numérica 
 
O TWB a ser utilizado nos ensaios de estampagem foi modeladono software Forge 2008, com os aços DIN 
22MnB5 e DIN 27MnCrB5 com espessuras de 1,90mm e 1,57mm, respectivamente, com linha de solda na direção de 
maior comprimento. Foram utilizados os mesmos modelos de matrizes reais, a fim de obter TWBs estampados a quente 
com forma final do trecho de coluna “B”. 
A melhor caracterização encontrada para modelar a solda a laser entre as chapas do TWB foi a condição de atrito 
bilateral sticking (aderência bilateral) presente na biblioteca do software, que representa um atrito muito alto entre os 
componentes, no qual os nós da interface não podem se mover ou perder o contato. 
Para reproduzir as condições dos ensaios de laboratório, a prensa foi definida como hidráulica com avanço de 
12mm/s. Para representar o tempo perdido entre o transporte da chapa aquecida do forno elétrico até seu 
posicionamento na matriz inferior, foi adicionada uma etapa de resfriamento do TWB com temperatura inicial de 950°C 
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e com duração de 7 segundos de troca de calor exclusiva com o ar, cujo coeficiente de troca de calor dado pelo software 
de 10W/m².K. Para a estampagem, o coeficiente de transferência de calor foi considerado como médio entre aços 
(coeficiente de transferência de calor de 10000W/m².K e efusividade térmica de 11763,62W.s1/2/m².K e condição de 
atrito entre o TWB e as matrizes com lubrificante constituído de água e grafite. Também se assumiu a temperatura 
inicial das matrizes igual a 20°C. 
O software utiliza a equação constitutiva de Hansel-Spittel (Eq. 1) para a caracterização termomecânica dos 
materiais das chapas, em que ε é a deformação equivalente, 
•
ε a taxa de deformação equivalente, T a temperatura e A, 
m1, m2, m3, m4, m5, m7, m8 e m9 são coeficientes de regressão para o aço DIN22MnB5 (Turetta, 2008), mostrados na 
Tab. (3). Devido à grande semelhança entre os aços utilizados, DIN 22MnB5 e DIN 27MnCrB5, e à falta dessas 
informações para o aço DIN 27MnCrB5, foi utilizado o mesmo arquivo para ambos os materiais 
 
 
Tabela 3. Coeficientes da equação de Hansel-Spittel para o aço 22MnB5 (adaptada de Turetta, 2008). 
 
A m1 m2 m3 m4 m5 m7 m8 m9 
0,18151 -0,0047 0,35149 -0,0288 0,00281 -0,0018 0,13348 0,00002 1,7299 
 
O tempo inicial de 7 segundos estabelecido para o transporte e posicionamento do TWB na matriz inferior leva a 
uma queda de temperatura considerável antes do começo da estampagem, mais expressiva na chapa de menor espessura 
que apresenta temperaturas inferiores a 700°C, como pode ser visto na Fig. (1). O resfriamento do TWB não é 
homogêneo durante a etapa de estampagem, sendo maior na chapa mais fina e nas extremidades (Fig. (2)), bem como 
nas regiões onde há maior deformação, levando ao início da transformação martensítica antes do fim do processo. 
 
 
 
Figura 1. Temperatura no início da estampagem (oC), simulação numérica. 
 
 
 
Figura 2. Resultados numéricos da variação de temperatura (em °C) do TWB durante diferentes momentos da 
estampagem: a) 0s; b) 0,6667s; c) 1,333s; d) 2,061s. 
 
(1 (1) 
745 
680 
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A fim de reproduzir os cortes feitos nas chapas para a análise micrográfica e para os ensaios de dureza, foram 
criados, no pós-processamento disponível no software, vários planos distantes 5mm da linha de solda, e nesses planos 
foram medidas as espessuras das diferentes regiões analisadas experimentalmente e mostradas na Fig. (4), observando-
se uma mudança antagônica de espessura entre as chapas, já que nas regiões em que houve aumento da espessura para a 
chapa mais fina, ocorreu diminuição de espessura na chapa mais espessa (Tab. (4)).Utilizando-se os mesmos planos das 
medições de espessuras, foi medido o deslocamento da linha de solda, como visto na Fig. (3), que, como esperado, 
ocorreu em direção do material mais espesso e mais acentuadamente a partir do centro (Tab. (5)). 
 
Tabela 4. Resultados da simulação das espessuras inicial e final em diferentes regiões do TWB (mm). 
 
Espessura inicial 1,57 1,9 
1 1,576 1,613 
2 1,556 1,938 
3 1,584 1,603 
4 1,564 1,925 
5 1,595 1,605 
 
 
 
Figura 3. Movimento da linha de solda no: a) início e b) final da estampagem. 
 
 
Tabela 5. Deslocamento da linha de solda ao final da estampagem. 
 
Região Deslocamento (mm) 
1 0,42 
2 1,09 
3 2,02 
4 1,51 
5 1,97 
 
2.3. Estampagem a Quente 
 
Os TWBs foram aquecidos em forno elétrico, entre 880°C e 950°C, por 10 minutos, a fim de se estudar a influência 
da temperatura de aquecimento na obtenção da microestrutura dos TWBs estampados. Então, os corpos de prova foram 
levados do forno para a prensa, onde foram posicionados, levando cerca de 7 segundos até ser realizada a estampagem 
profunda, concomitante ao resfriamento da peça. A matriz foi resfriada a partir da passagem de água fria (a cerca de 
0°C) por dutos internos de um sistema de mangueiras e tubos de cobre. O resfriamento ocorreu em aproximadamente 10 
segundos, aparentemente respeitando o limite de gradiente de temperatura de resfriamento de 27K/s, que asseguraria a 
transformação para microestrutura martensítica, que ocorre a partir dos 400°C, segundo Abdulhayet al. (2010). 
 
2.4. Análise Metalográfica e Ensaios de Dureza 
 
Devido ao fato do aço ter sido laminado e à presença de elementos de liga, as imagens obtidas por microscopia não 
apresentaram tão nitidamente as fases martensítica e bainítica, após serem estampados a quente ou terem passado pelo 
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tratamento térmico de têmpera, sendo necessários ensaios de dureza para confirmar quais fases estavam presentes no 
produto estampado ou temperado. 
Para ser feita a análise metalográfica, foi retirada uma tira de cada corpo de prova estampado com a linha de solda 
na direção de menor comprimento, distante cerca de 25mm da face superior. Para os TWBs com linha de solda na 
direção de maior comprimento, essa tira foi retirada próxima da solda. 
Cada tira retirada foi dividida em cinco regiões (Fig. (4)),que foram embutidas em baquelite, lixadas, polidas e 
atacadas com Nital 2% por 12s, para análise em microscópio óptico com aumento de 200 vezes. Para os TWBs com 
linha de solda na direção de maior comprimento, foram consideradas apenas as regiões 1, 4 e 5, devido à presença dos 
dois materiais nas regiões 4 e 5, com perfil semelhante às regiões 2 e 3, respectivamente. 
 
 
 
Figura 4. Regiões dos corpos de prova. 
 
Devido à dificuldade de análise metalográfica para uma distinção objetiva das microestruturas resultantes, utilizou-
se o ensaio de dureza Vickers nas mesmas amostras utilizadas na análise microestrutural. A carga utilizada foi de 200gf 
(2N) e foram feitas três medições em cada amostra, para então calcular-se a dureza média. 
Considerou-se que durezas abaixo de 200 HV representam microestrutura majoritariamente ferrítica-perlítica; entre 
200 HV e 400 HV, predominância de estrutura bainítica; e para durezas acima de 400 HV, a estrutura predominante 
seria a martensítica (Naderiet al., 2008). 
 
3. RESULTADOS 
 
3.1. Revestimento com Liga Al-Si e Estampagem a Quente 
 
Observou-se uma mudança severa na rugosidade das chapas devido à presença da camada de alumínio. Com isso, 
decidiu-se retirar a camada de alumínio das chapas restantes, por jateamento com areia. Após estampadas, as chapas 
jateadas apresentaram uma leveoxidação superficial. A Fig. (5) mostra dois TWBs estampados nas condições revestido 
e jateado, respectivamente, e a Tab. (6) mostra a média de três medidas de rugosidade Ra, feitas para cada condição de 
TWB utilizada nos ensaios, além de uma chapa de DIN 22MnB5 estampada a quente, sem ter sofrido revestimento. 
 
 
 
Figura 5. TWB: (a) e (b) revestido e estampado a quente; (c) e (d) jateado e estampado a quente. 
 
Tabela 6. Rugosidade para corpos de prova estudados. 
 
Condição Ra (µm) 
DIN 22MnB5 (sem revestimento) 0,70 
DIN 27MnCrB5 (sem revestimento) 0,20 
DIN 22MnB5 estampado a quente (sem revestimento) 3,50 
TWB inicial (revestido) 4,64 
TWB estampado a quente (revestido) 9,22 
TWB inicial (jateado) 7,63 
TWB estampado a frio (jateado) 6,52 
TWB estampado a quente (jateado) 7,63 
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Também foi observada a deposição na superfície da matriz inferior de componentes intermetálicos provenientes do 
revestimento, devido à adesão do alumínio, o que tornou necessário remover-se essas camadas ao fim de cada ensaio de 
estampagem. 
Durante a estampagem a quente, em nenhum dos corpos de prova observaram-se falhas na região dos materiais-
base, nem na solda. Comparando as espessuras dos TWBs de ambos os lados da linha de solda, antes e depois da 
estampagem (Tab. (7)), foi observada uma diminuição mais acentuada da espessura dos corpos de prova na lateral do 
perfil, definidas como regiões 2 e 4 na Fig. (4), enquanto que as espessuras das regiões paralelas mantiveram-se 
praticamente constantes, em relação aos materiais não estampados, o que foi observado independentemente da direção 
da linha de solda. 
 
Tabela 7. Espessuras medidas antes e após estampagem a quente. 
 
Tipo 
Região 
Espessuras (mm) 
1 
DIN 27MnCrB5 DIN 22MnB5 
Inicial 2,04 2,16 
1 2,08 2,16 
2 2,01 - 
3 2,10 - 
4 - 2,04 
5 - 2,12 
2 
 
DIN 27MnCrB5 DIN 22MnB5 
Inicial 1,78 1,98 
1 1,78 2,02 
2 1,77 - 
3 1,91 - 
4 - 1,84 
5 - 1,94 
3 
 
DIN 1-27MnCrB5 DIN 2-27MnCrB5 
Inicial 1,7 1,85 
1 1,71 1,87 
2 1,65 - 
3 1,68 - 
4 - 1,83 
5 - 1,86 
4 
 
DIN 27MnCrB5 DIN 22MnB5 
Inicial 1,90 2,15 
1 1,89 2,16 
2 1,80 2,10 
3 1,87 2,14 
4 1,82 2,12 
5 1,87 2,15 
 
 
3.2. Análise Metalográfica e Ensaios de Dureza 
 
A Fig. (6) mostra as micrografias para dois tipos de TWBs e temperaturas de aquecimento, nas regiões 
especificadas na Fig. (4). Para diferenciar as chapas de espessuras diferentes do aço DIN 27MnCrB5, para os TWBs de 
tipo 3, utilizou-se a notação 1-27MnCrB5 para espessura inicial de 1,57mm e 2-27MnCrB5 para espessura inicial de 
1,80mm. 
 
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Figura 6 – Micrografias para os TWBs aquecidos a: a) DIN 27MnCrB5, 880°C; b) DIN 22MnB5, 880°C; c) 
linha de solda, 880°C; d) DIN 27MnCrB5, 950°C; e) DIN 22MnB5, 950°C; f) linha de solda, 950°. 
 
Nos TWBs com temperatura de aquecimento de 950°C, é evidente a presença de microestrutura majoritariamente 
martensítica, com exceção das regiões 3 e 5 do TWB de tipo 3, de estrutura bainítica, gerada provavelmente por um 
resfriamento desigual nas extremidades, durante o processo. Já nos TWBs de temperatura de aquecimento de 880°C, há 
incidência predominante de bainita, com presença menos acentuada de fases ferríticas e perlíticas. Tais observações 
foram associadas aos resultados dos ensaios de dureza que serão apresentados. 
As microestruturas de cada aço são fortemente características e facilmente diferenciáveis, já que ocorre maior 
presença de ferrita para o aço 22MnB5. As regiões das linhas de solda também são bastante evidentes, devido ao 
tamanho reduzido dos grãos causado pelo processo de solda a laser, defeito não corrigido pelo tratamento térmico 
sofrido pelos TWBs durante a estampagem a quente e resfriamento simultâneo nas matrizes. 
Os resultados de dureza Vickers para as diferentes regiões dos TWBs estão expressos na Tab. (8). Para os TWBs 
que alcançaram microestrutura martensítica e para o TWB de tipo 4, bainítico, as regiões de incidência de maior dureza 
foram as regiões 2 e 4, mesmas regiões onde ocorreu maior diminuição de espessura e alongamento durante a 
estampagem a quente. Nestas, conclui-se que o maior alongamento dos grãos resultante dessa maior deformação, que 
levou ao aumento da energia nos mesmos, e a maior taxa de resfriamento favoreceram à transformação da 
microestrutura e o endurecimento da peça estampada. 
 
Tabela 8. Medidas de dureza Vickers. 
 
Tipo T (°C) Região Material HV 
1 880 
1 DIN 27MnCrB5 299 
1 DIN 22MnB5 314 
1 Solda 289 
2 DIN 27MnCrB5 299 
3 DIN 27MnCrB5 265 
4 DIN 22MnB5 254 
5 DIN 22MnB5 302 
2 950 
1 DIN 27MnCrB5 409 
1 DIN 22MnB5 417 
1 Solda 401 
2 DIN 27MnCrB5 572 
3 DIN 27MnCrB5 435 
4 DIN 22MnB5 503 
5 DIN 22MnB5 443 
3 950 
1 1-27MnCrB5 520 
1 2-27MnCrB5 539 
1 Solda 431 
2 1-27MnCrB5 453 
3 1-27MnCrB5 319 
4 2-27MnCrB5 455 
5 2-27MnCrB5 374 
4 880 1 DIN 22MnB5 263 1 DIN 27MnCrB5 299 
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1 solda 326 
4 DIN 22MnB5 365 
4 DIN 27MnCrB5 334 
4 solda 332 
5 DIN 22MnB5 232 
5 DIN 27MnCrB5 258 
5 solda 267 
4 950 
1 DIN 22MnB5 473 
1 DIN 27MnCrB5 494 
1 solda 513 
4 DIN 22MnB5 514 
4 DIN 27MnCrB5 543 
4 solda 483 
5 DIN 22MnB5 509 
5 DIN 27MnCrB5 501 
5 solda 449 
 
Para um TWB de tipo 1, foi feita a estampagem a frio seguida de tratamento térmico com aquecimento a 880°C por 
12 min com resfriamento brusco em óleo, até a temperatura ambiente. De maneira análoga aos procedimentos descritos 
anteriormente, foi preparada uma tira para análise metalográfica e ensaios de dureza Vickers (Tab. (9)) 
Após polimento e ataque com Nital 2% por 14s, a amostra foi analisada com aumento de 200 vezes, apresentando 
estrutura majoritariamente martensítica. 
A partir dos resultados obtidos para o TWB estampado a frio e temperado, conclui-se que a faixa de dureza é mais 
homogênea e que foi possível obter-se microestrutura martensítica, semelhante à da Fig. (6e), para a temperatura de 
880°C, o que não ocorreu para os TWBs estampados a quente à mesma temperatura. Isso se deve, provavelmente, ao 
menor intervalo de tempo entre o transporte da chapa aquecida do forno até o tanque de óleo, que não requer o 
posicionamento do TWB nas matrizes como ocorre na estampagem, e à maior taxa de resfriamento em óleo, em relação 
ao resfriamento entre as matrizes. Apesar disso, a peça estampada a frio e temperada não apresenta precisão 
dimensional e geométrica devido ao retorno elástico (springback) e às deformações térmicas, o que não ocorre na 
estampagem a quente (Chang et al., 2011). 
 
Tabela 9. Medidas de dureza Vickers para TWB estampado a frio e temperado. 
 
Tipo T (°C) Região Material HV 
1 880 
1 DIN 27MnCrB5 523 
1 DIN 22MnB5 514 
1 solda 514 
2 DIN 27MnCrB5 489 
3 DIN 27MnCrB5 525 
4 DIN 22MnB5 453 
5 DIN 22MnB5 430 
 
4. CONCLUSÃO 
 
Primeiramente, notou-se que o revestimento com liga de alumínio, apesar de evitar oxidação na superfície no 
produto estampado, causou um acabamento superficial mais grosseiro em relação à matéria prima inicial e ao produto 
estampado a quente sem revestimento, mesmo quando retirado, devido à oxidação das chapas na interface. Além disso, 
também ocorreu aderência do revestimento nas matrizes durante a estampagem. 
Comprovou-se pela análise metalográfica e pelos resultadosde dureza, que a microestrutura martensítica foi obtida 
apenas para TWBs aquecidos a 950°C, enquanto que os aquecidos até 880°C apresentaram estrutura bainítica, 
provavelmente por não serem totalmente austenitizados durante o aquecimento ou por não atingirem uma taxa de 
resfriamento suficiente para a transformação martensítica, já que se observou na simulação numérica uma queda 
considerável de temperatura durante o transporte e posicionamento do TWB entre o forno e a matriz inferior. 
O TWB estampado a frio e temperado a partir de 880°C apresentou estrutura totalmente martensítica, devido à 
maior taxa de resfriamento em óleo, mas sujeita a imprecisões de forma e deformações térmicas causadas pelo 
tratamento térmico, o que não ocorre na estampagem a quente. O resfriamento dos TWBs estampados a quente também 
se mostrou menos homogêneo, como observado na simulação, resultando em maior dureza nas regiões resfriadas mais 
rapidamente, como comprovado nos ensaios de dureza Vickers. 
A simulação mostrou-se bastante similar ao processo real, e nela foi confirmado o movimento gradual da linha de 
solda em direção do material mais espesso, sendo mais acentuado nas regiões mais próximas às extremidades. 
Para estudos futuros e para a aplicação do processo em escala industrial, propõe-se o aprimoramento do 
revestimento com liga de alumínio, que resulte em qualidade superficial superior e redução de deposição do material na 
matriz ou utilização de outro tipo de revestimento e, a otimização do processo para reduzir-se o tempo de transporte do 
TWB entre o forno e matrizes. 
 
7 º C O N G R E S S O B R A S IL E IR O D E E N G E N H A R I A D E F A B R I C A Ç Ã O 1 5 a 1 9 d e A b r i l d e 2 0 1 3 . P e n e d o , I t a t i a ia - R J 
 
 
5. AGRADECIMENTOS 
 
Agradecimentos à Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP) pelo financiamento do 
projeto (Processos nº 2011/04460-0 e 2011/12927-6) e às empresas Ferrolene S.A., Brasmetal Waelzholz e Usiminas, 
pelo fornecimento das chapas de aço utilizadas nos ensaios e pela soldagem a laser dos TWBs . 
 
6. REFERÊNCIAS 
 
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in hot stamping operations.2008. 170p. Tese de Doutorado - Universitàdegli Studi di Padova, Itália. 
 
7. DIREITOS AUTORAIS 
 
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído neste trabalho. 
 
7 º C O N G R E S S O B R A S IL E IR O D E E N G E N H A R I A D E F A B R I C A Ç Ã O 1 5 a 1 9 d e A b r i l d e 2 0 1 3 . P e n e d o , I t a t i a ia - R J 
 
HOT STAMPING OF BORON STEELS TAILOR LASER WELDED BLANKS 
 
AlessandroLonghi, longhi.le@gmail.com 
Sergio Tonini Button, sergio1@fem.unicamp.br 
 
School of Mechanical Engineering, University of Campinas 
 
Abstract: The aim of this work was to study the hot stamping of TWBs (Tailored Welded Blanks) made of boron steels. 
Due to the remarkable mechanical properties and the reduced weight of stamped parts, hot stamping has presented 
significant increase in industry. In this work, hot stamping was modeled by the finite element method to better 
characterize the process and to evaluate the movement of the welding seam, which occurred in the direction of the 
thicker material. For experimental tests, blanks were laser welded from sheets of two different steels (DIN 22MnB5 
and DIN 27MnCrB5) and thicknesses, and then coated with the alloy Al-Si, which showed the worse surface 
roughness when compared to the raw material. Finally, the blanks were hot stamped to produce parts similar to a 
region of a common automobile “B” pillar. Samples were cut off from the stamped parts to analyze the 
microstructure and measure Vickness hardness. The samples heated at 880°C and 950°C presented microstructures 
mostly formed by bainite and martensite, respectively. 
 
 
Keywords: metal forming, hardenability, boron steels, mechanical metallurgy