UNIVERSIDADE DO EXTREMO SUL CATARINENSE - UNESC
CURSO DE ENGENHARIA DE MATERIAIS
KELI VANESSA SALVADOR DAMIN
ESTUDO COMPARATIVO ENTRE SISTEMAS DE
ALIMENTAÇÃO PARA A PRODUÇÃO DE POLIAS FUNDIDAS EM
AÇO CARBONO
CRICIÚMA, NOVEMBRO DE 2010
KELI VANESSA SALVADOR DAMIN
ESTUDO COMPARATIVO ENTRE SISTEMAS DE
ALIMENTAÇÃO PARA A PRODUÇÃO DE POLIAS FUNDIDAS EM
AÇO CARBONO
Trabalho de Conclusão de Curso, apresentado
para obtenção do grau de Engenheira de
Materiais no curso de Engenharia de Materiais
da Universidade do Extremo Sul Catarinense,
UNESC.
Orientador (a): Prof. (ª) Dra. Ângela Beatriz
Coelho Arnt
CRICIÚMA, NOVEMBRO DE 2010
2
KELI VANESSA SALVADOR DAMIN
ESTUDO COMPARATIVO ENTRE SISTEMAS DE ALIMENTAÇÃO PARA A
PRODUÇÃO DE POLIAS FUNDIDAS EM AÇO CARBONO
Trabalho de Conclusão de Curso aprovado pela
Banca Examinadora para obtenção do Grau de
Engenheira de Materiais, no Curso de
Engenharia de Materiais da Universidade do
Extremo Sul Catarinense, UNESC, com Linha
de Pesquisa em sistema de alimentação de
peças fundidas.
Criciúma, 25 de Novembro de 2010.
BANCA EXAMINADORA
Prof. (ª) Ângela Beatriz Coelho Arnt – Doutora em Engenharia de Materiais (UNESC) - Orientador
Engo. Aguinaldo Pereira Gonsalez – Engo. Metalurgista – Metalúrgica Spillere
Prof. Márcio Roberto Rocha – Doutor em Engenharia de Materiais – (UNESC)
3
Aos meus pais, Miguel e Maria, no qual
realizo hoje, o sonho deles.
4
AGRADECIMENTOS
Agradeço aos meus pais e a todos que de forma direta ou indireta me
ajudaram na elaboração deste trabalho e durante toda a minha vida acadêmica.
Agradeço a Metalúrgica Spillere pelo estágio concedido e a todos os colegas de
empresa que me ajudaram, e em especial ao Eng. Aguinaldo que esteve ativamente
presente nesse trabalho.
Agradeço ainda a minha orientadora Ângela e a todos os professores que
estiveram presentes durante toda a minha vida letiva. Por fim, agradeço a todos que
passaram pela minha vida e que, mesmo sem saber, me ensinaram mais do que
posso dizer em palavras.
5
“A diferença entre as pessoas que sabem e
as que não sabem é a capacidade de
ensinar.”
Aristóteles
6
RESUMO
Com o intuito de reduzir defeitos em uma polia obtida fundição, dois sistemas de
alimentação foram projetados e comparados. Um sistema de alimentação foi
projetado com a presença de resfriadores e comparado a outro sem a utilização de
resfriadores. Foi avaliado a presença e o número de defeitos presentes para a
região com e sem resfriadores. Para isso a peça teve que ser dividida em sólidos
simples e teve seus módulos calculados. Foram encontrados os maiores centros
térmicos da peça e a partir deles foram estabelecidos os três critérios fundamentais
para o dimensionamento de um sistema de alimentação para uma peça em aço:
critério térmico, volumétrico e distância alimentada. Com os dois sistemas de
alimentação projetados os mesmos foram sobrepostos num único projeto. Com o
novo projeto foi feito o molde da peça e o vazamento da mesma. Em seguida dois
massalotes foram retirados para estudo (um que estava na região com resfriadores e
outro que não) assim como partes especificas da peça que estava com a presença
ou não de resfriadores. A análise dos massalotes foi realizada com o ensaio de
líquido penetrante. Já as partes da peça foram avaliadas por exame metalográfico e
ensaio de líquido penetrante. Os resultados mostraram que a região do sistema de
alimentação que esteve com a presença de resfriadores teve reduzido o seu número
de defeitos o que pode ser atribuído a solidificação direcionada promovida pelos
resfriadores. Além disso um aumento no rendimento metálico foi estimado com a
utilização de resfriadores e um sistema de alimentação correto.
Palavras-chave: Sistema de alimentação. Microrechupe. Região segregada.
Resfriadores.
7
ABSTRACT
In order to reduce defects in a sheaf obtained by casting, two feeding systems as
designed and compared. A power system was designed with the presence of coolers
and compared to another without the use of coolers. We assessed the presence and
number of defects found in the region with and without cooling. The play had to be
divided into simple solids and calculed their modulus. We found the largest number of
thermal centers and from them were established three criteria for the design of a
power system to a piece of steel: thermal test, volumetric and distance power. With
the two power systems designed they were superimposed on a single project. With
the new design was part of the mold and tapping. Then two hot top were removed for
one (who was in the region with other coolers and what not) as well as specific parts
of the piece that was in the presence or absence of coolers. Hot tops analysis was
performed with liquid penetrant testing. The parts of the piece were evaluated by
metallographic examination and testing of liquid penetrant. The results showed that
the region's power system with the presence of chillers had reduced the number of
defects, which can be attributed to directional solidification promoted by coolers. The
parts of the piece were evaluated by metallographic examination and testing of
penetrant. Moreover, it was estimated an increase in yield with the use of metal and
cooling system with a correct feed.
Key-words: Power system. Miccro shrinkage porosity. Segregated region. Coolers.
8
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 4.1 – Diversas fases de solidificação de um metal numa lingoteira
(COLPAERT, 2000, p. 23).........................................................................................25
Figura 4.2 - Lingote com massalote (COLPAERT, 2000, p. 25)................................26
Figura 4.3 – Distribuição das bolhas nos lingotes conforme o grau de desoxidação
adaptado de (COLPAERT, 2000, p. 34)....................................................................28
Figura 4.4 – Esquema para o surgimento de uma microporosidade adaptado de
(COLPAERT, 2008, p. 138).......................................................................................29
Figura 4.5 - Exemplo de alimentação do metal líquido de forma inadequada (a) e de
forma adequada (b) (GARCIA, 2007, p.360). ............................................................30
Figura 4.6 – Tipos de massalotes existentes (VERRAN, 2010, p. 25). .....................33
Figura 4.7 – Utilização de machos atmosféricos para garantir a atuação da pressão
atmosférica em massalote cego (ABREU, 2003, p. 100). .........................................34
Figura 4.8 – Solidificação dirigida devido à formação do cone de solidificação,
adaptado de (ABREU, 2003, p. 112).........................................................................39
Figura 4.9 - Forma ideal das isotermas (ABREU, 2003, p. 96). ................................40
Figura 4.10 - Zona de ação do massalote representado pela distância L (ABREU,
2003, p. 113). ............................................................................................................40
Figura 4.11 - Resfriador de espessura constante (a), com espessura decrescente
(ABREU, 2003, p. 85)................................................................................................43
Figura 5.1 – Etapas realizadas durante o procedimento experimental......................45
Figura 5.2 – Modelo da peça (MESL, 2010)..............................................................46
Figura 5.3 – Vista superior e corte A-A da peça. As unidades estão em milímetros. 47
Figura 5.4 – Divisão da peça em sólidos geométricos. .............................................48
Figura 5.5 – Regiões utilizadas para os cálculos de módulo para o sólido 3. ...........49
Figura 5.6 – Distâncias alimentadas das luvas 3D, 80D, e 90D para o centro térmico
1. ...............................................................................................................................52
Figura 5.7 – Distâncias alimentadas das luvas 3D, 80D e 90D para o centro térmico
2. ...............................................................................................................................52
Figura 5.8 – Vistas B-B e C-C das Figuras 5.6 e 5.7.................................................53
Figura 5.9 - Zona de ação das luvas 3D, 80 D e 90D, com a presença de
resfriadores, para o centro térmico 2.........................................................................54
Figura 5.10 – Sistema de alimentação usual da peça estudada ...............................55
Figura 5.11 – Sistema de alimentação utilizado na peça estudada...........................55
Figura 5.12 – Previsão de zona segregada...............................................................56
Figura 5.13 – Regiões cortadas da peça que sofreram análise. ...............................57
9
Figura 5.14 – Regiões onde foi realizado o exame metalográfico. As unidades estão
em milímetros............................................................................................................58
Figura 6.1 – Molde da peça.......................................................................................59
Figura 6.2 – Massalotes estudados...........................................................................60
Figura 6.3 – Massalotes após o ensaio de líquido penetrante. .................................61
Figura 6.4 – Resultados obtidos para o ensaio de líquido penetrante.......................63
Figura 6.5 – Mapeamento da análise metalográfica da região I................................65
Figura 6.6 - Mapeamento da análise metalográfica da região II................................66
Figura 6.7 – Linha segregada característica encontrada no estudo. Foto retirada da
amostra C1 na região II após o ataque com Villela. Ampliação de 50 vezes. ...........66
Figura 6.8 – Micro e macrorechupes característicos encontrados no estudo. Foto
retirada da amostra S3 na região I sem ataque. Ampliação de 100 vezes. ..............67
10
LISTA DE TABELAS
Tabela 4.1 – Produção de aço bruto por processo....................................................20
Tabela 4.2 - Classificação dos aços-carbono segundo a SAE e AISI. ......................21
Tabela 4.3 – Classificação dos diferentes tipos de segregações nas peças vazadas
..................................................................................................................................26
Tabela 4.4 – Valores de coeficientes de segurança..................................................37
Tabela 4.5 – Faixas de zonas de ação para peças de espessura uniforme..............41
Tabela 5.1 - Módulos obtidos para os sólidos 1 e 2. .................................................48
Tabela 5.2 – Valores encontrados para o módulo do massalote...............................49
Tabela 5.3 – Modelos de luva domada em potencial uso. ........................................50
Tabela 6.1 - Composição química final da liga..........................................................59
Tabela 6.2 – Valores obtidos para a peça.................................................................60
Tabela 6.3 – Dados obtidos para os massalotes estudados. ....................................61
Tabela 6.4 - Margens de segurança dos massalotes estudados. .............................61
Tabela 6.5 – Defeitos encontrados por meio da análise metalográfica para região I
(centro térmico). ........................................................................................................63
Tabela 6.6 – Defeitos encontrados por meio da análise metalográfica para a região
II (região segregada prevista)....................................................................................64
Tabela 6.7 – Rendimento metálico do projeto utilizando a luva 90D.........................67
Tabela 6.8 – Comparativo de custos.........................................................................68
11
LISTA DE EQUAÇÕES
Equação 4.1 Módulo de uma peça qualquer.............................................................35
Equação 4.2 Módulo de uma esfera..........................................................................35
Equação 4.3 Módulo de um cubo..............................................................................35
Equação 4.4 Módulo de um sólido de revolução.......................................................35
Equação 4.5 Margem de segurança em relação à rechupe primário ........................36
Equação 4.6 Margem de segurança em relação à rechupe secundário ...................36
Equação 4.7 Módulo do massalote ...........................................................................36
Equação 4.8 Rendimento do massalote....................................................................38
Equação 4.9 Volume do rechupe ..............................................................................38
Equação 4.10 Rendimento do massalote..................................................................38
Equação 4.11 Volume do massalote.........................................................................38
Equação 4.12 Volume do rechupe ............................................................................38
Equação 4.13 Volume das cavidades totais..............................................................39
Equação 4.14 Distância alimentada com a utilização de resfriadores.......................41
Equação 4.15 Rendimento do massalote..................................................................41
Equação 4.16 Área do resfriador com película de ar ................................................43
Equação 4.17 Área do resfriador sem película de ar ................................................44
Equação 4.18 Volume do resfriador ..........................................................................44
Equação 4.19 Espessura do resfriador .....................................................................44
Equação 4.20 Zona segregada para um elemento cilíndrico ....................................44
Equação 4.21 Relação x/D........................................................................................44
Equação 5.1 Massa de metal líquido necessária para o preenchimento do molde...50
Equação 5.2 Volume do centro térmico 1 .................................................................51
Equação 5.3 Volume do centro térmico 2 .................................................................51
Equação 5.4 Densidade de um sólido qualquer ........................................................51
Equação 5.5 Percentual de cavidades num massalote.............................................57
12
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO .......................................................................................................14
2 OBJETIVOS...........................................................................................................15
2.1 Objetivo geral ....................................................................................................15
2.2 Objetivos específicos........................................................................................15
2.3 Justificativa........................................................................................................16
3 DESCRIÇÃO DA EMPRESA .................................................................................17
3.1 Histórico.............................................................................................................17
3.2 Capacidade produtiva .......................................................................................17
3.3 Produtos.............................................................................................................18
4 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA..................................................................................19
4.1 AÇOS-CARBONO ..............................................................................................19
4.2 ETAPAS DO PROCESSO DE FUNDIÇÃO ........................................................22
4.2.1 Modelagem......................................................................................................22
4.2.2 Moldagem........................................................................................................23
4.2.3 Macharia..........................................................................................................23
4.2.4 Fusão e vazamento ........................................................................................23
4.3 Defeitos na solidificação ..................................................................................24
4.3.1 Trincas.............................................................................................................24
4.3.2 Rechupe ..........................................................................................................25
4.3.3 Segregação .....................................................................................................26
4.3.4 Bolhas .............................................................................................................28
4.3.5 Porosidades....................................................................................................29
4.3.6 Inclusões.........................................................................................................30
4.4 Processo de fundição .......................................................................................31
4.4.1 Sistema de alimentação.................................................................................32
4.4.2 Massalotes ......................................................................................................32
4.4.3 Dimensionamento do Sistema de Alimentação...........................................34
4.4.3.1 Critério térmico............................................................................................35
4.4.3.2 Critério volumétrico ....................................................................................37
4.4.3.3 Distância alimentada...................................................................................39
13
4.4.4 Resfriadores ...................................................................................................41
4.4.4.1 Resfriadores metálicos ...............................................................................42
4.4.5 Zona de segregação.......................................................................................44
5 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL .....................................................................45
6 RESULTADOS E DISCUSSÃO .............................................................................59
7 CONCLUSÃO ........................................................................................................69
REFERÊNCIAS.........................................................................................................70
8 ANEXO...................................................................................................................72
14
1 INTRODUÇÃO
Entre os fatores determinantes da qualidade das peças fundidas, destacase a sanidade, isto é, a ausência ou minimização de defeitos decorrentes do próprio
processo de fundição. Todo o esforço investido na produção dos moldes e de ligas
mais adequadas e na realização dos tratamentos do banho líquido pode ser perdido
ao se constatar a presença de porosidades e rechupes, bem como de graves
defeitos relacionados à formação e introdução de escórias na peça.
Por esse motivo, a correta aplicação dos princípios e parâmetros
envolvidos no projeto e utilização do sistema de alimentação constitui o ponto chave
para a obtenção de peças de qualidade.
A finalidade deste trabalho consiste em avaliar a influência de
modificações no sistema de alimentação no aparecimento de defeitos numa peça
fundida. Para tanto, foram projetados dois sistemas de alimentação para uma
mesma peça e após o vazamento e a solidificação, foram avaliados o nível de
defeitos apresentados para cada um dos sistemas.
15
2 OBJETIVOS
2.1 Objetivo geral
Avaliar a influência de modificações no sistema de alimentação no
surgimento de defeitos numa polia fundida em aço carbono.
2.2 Objetivos específicos
• Calcular os módulos da peça e dos massalotes;
• Projetar o sistema de alimentação para uma peça fundida;
• Verificar a influência da presença ou não de resfriadores numa peça
fundida.
16
2.3 Justificativa
O sistema de alimentação é constituído de massalotes e de um conjunto
de artifícios que garantam à eficiência e a obtenção de peças isenta de defeitos, tais
como rechupes, microrechupes, poros e microporos. Neste contexto o cálculo e a
disposição correta do sistema de alimentação se tornam parte fundamental do
processo de fundição, garantido uma melhor eficiência e rendimento do processo
além da garantia da integridade da peça fundida.
17
3 DESCRIÇÃO DA EMPRESA
3.1 Histórico
A Metalúrgica Spillere encontra-se localizada do distrito de Nossa
Senhora do Caravággio no município de Nova Veneza. A empresa iniciou suas
atividades em 1946 sob denominação social de Irmãos Spillere, a qual foi fundada
pelos senhores Dovilio, João e Jerônimo Spillere com o objetivo de produzir
implementos agrícolas à tração animal (SPILLERE, 2010).
A partir de 1957, devido a fatores externos como a Segunda Guerra
Mundial, o bloqueio naval e o impedimento das importações, a empresa passou a
fabricar folha de serra para madeira e arados para tração animal, proporcionando
deste modo um novo impulso ao empreendimento. Em 1988 a razão social da
empresa passa a ser Metalúrgica Spillere Ltda., sendo administrada pela geração
seguinte de seus fundadores (SPILLERE, 2010).
A Metalúrgica Spillere possui filiais em Içara (Rodomesl), São Paulo
(Spillere Aços), Panambi (Fabspil), Nova Veneza (Spilrod) e Lages. Em 2005 a
empresa foi certificada com a ISO 9001:2001 (SPILLERE, 2010).
3.2 Capacidade produtiva
A empresa é constituída de três unidades. Unidade I: laminação e
trefilação; unidade II: laminação e fabricação de peças para o segmento rodoviário,
agrícola, ferroviário e peças para elevadores e unidade III: fundição (SPILLERE,
2010).
A capacidade produtiva instalada na empresa para o processo de
laminação é de 2.000 toneladas/mês, para o de trefilação é de 300 toneladas/mês e
para a fundição é de 100 toneladas/mês.
18
3.3 Produtos
A Metalúrgica Spillere dispõe além dos produtos tradicionais, como perfis
chatos, quadrados e redondos, produtos para os seguintes ramos:
Elevadores
•
Guias
•
Talas de junção
Máquinas agrícolas
•
Grades
•
Arados
•
Navalhas
•
Barras de junção
•
Plainaderas para terraplanagem
Implementos rodoviários
•
Luva de junção
No setor de fundição a empresa possibilita a fabricação dos seguintes
materiais:
•
Aços carbono
•
Aços inoxidáveis
•
Ferros fundidos Nodulares
•
Ferros fundidos Cinzentos
•
Ferros fundidos alta liga
19
4 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
O desenvolvimento e o avanço das sociedades têm estado intimamente
ligados às habilidades dos seus membros em produzir e processar materiais para
satisfazer as suas necessidades. Neste sentido, um avanço na compreensão de um
tipo de material é frequentemente o precursor da progressão escalonada de uma
tecnologia (CALLISTER, 2002, p. 2).
4.1 AÇOS-CARBONO
Ligas à base de ferro ocupam lugar de destaque entre os materiais
industriais há, pelo menos, dois séculos. Existem duas famílias principais de ligas à
base de ferro: aços e ferros fundidos. Uma das características mais importantes que
diferencia o primeiro do segundo é a capacidade que os aços têm de serem
deformados plasticamente (COLPAERT, 2008, p. 3).
Os ferros fundidos são, basicamente, ligas do sistema ternário Fe-C-Si
contendo teores de carbono acima de 2,14%. Apresentam ponto de fusão entre 1150
e 1300oC. Sua microestrutura pode apresentar parte do carbono sob a forma de
grafita ou a de cementita (Fe3C). Devido sua baixa ductilidade, os componentes
fabricados em ferros fundidos só podem ser obtidos pelo processo de fundição.
Segundo o Instituto Aço Brasil (IABr), em 2009, o Brasil estava em
primeiro lugar no ranking entre os países produtores de aço bruto na América Latina,
com 26 milhões de toneladas, representando 50% da produção da América Latina, e
em nono lugar no ranking mundial, representando 2,2%. Dados preliminares do
Instituto Aço Brasil mostram que houve um crescimento de 55% no ano de 2010 na
produção de aço bruto no Brasil em comparação ao ano de 2009. A Tabela 4.1
mostra a produção de aço bruto distribuída por processo.
20
Tabela 4.1 – Produção de aço bruto por processo.
JAN/JUN
10/09
PRODUTOS
2010(*)
2009
(%)
ACIARIA
— Oxigênio (LD)/EOF
12.244,4
7.944,5
54,1
— Elétrico
4.135,8
2.620,7
57,8
LINGOTAMENTO
— Convencional
— Contínuo
518,9
15.844,3
269,5
10.279,2
AÇO P/ FUNDIÇÃO
17,0
Fonte: adaptado de IABr, 2010.
16,5
92,5
54,1
3,0
Segundo a Associação Brasileira de Fundição (ABIFA) pode-se estimar
que o faturamento do setor de fundição em 2010 crescerá 45% em relação aos US$
6,9 bilhões registrados em 2009, para US$ 10 bilhões, ainda abaixo dos US$ 11
bilhões de 2008. A produção deve chegar a 3,3 milhões de toneladas, superando em
43,5% os 2,3 milhões de toneladas do ano passado.
Os aços se subdividirem em aços-carbono e aços-liga. O aço-carbono é
um aço sem a adição proposital de outros elementos, contendo apenas o carbono
(0,0 a 2,0%) e os quatros elementos residuais sempre encontrados nos aços e que
permanecem em sua composição durante o processo de fabricação (SOUZA, 2006,
p. 2). Esses elementos residuais são o manganês, silício, fósforo e o enxofre e em
geral seus teores não são maiores que 1,65% para o Mn, 0,30% para o Si, 0,040%
para o P e 0,050% para o S.
Os aços-carbono são usados quando não existem requisitos de
resistência mecânica e resistência à corrosão muito severa, ou quando a
temperatura de utilização do aço não seja muito elevada. As vantagens de se utilizar
os aços-carbono são os custos relativamente baixos e pouca exigência de
tratamentos elaborados para a sua produção (SOUZA, 2006, p. 16).
As propriedades mecânicas dos aços-carbono são afetadas, em princípio,
por dois fatores: composição química e microestrutura. No que se refere à
composição química, nos aços em que se processou a transformação total da
austenita, o elemento predominante é o carbono que à medida que aumenta,
melhora as propriedades relativas à resistência mecânica, isto é, o limite de
escoamento, o limite da resistência à tração e a dureza e piora as propriedades
21
relativas à ductilidade e à tenacidade, ou seja, o alongamento, a estricção e a
resistência ao choque (CHIAVERINI, 2002, p. 182).
A microestrutura é inicialmente afetada pela composição química, pois de
acordo com o teor de carbono diferentes estruturas irão se apresentar. Outros
fatores como velocidade de resfriamento e tamanho de grão austenítico também
influem no ponto de vista microestrutural (CHIAVERINI, 2002, p. 183).
A classificação dos aços-carbono foi estabelecida pela Society of
Automotive Engineers (SAE) e a American Iron and Steel Institute (AISI), para
padronizar e limitar as composições dos aços produzidos. A Tabela 4.2 mostra a
classificação dos aços-carbono segundo a SAE
Tabela 4.2 - Classificação dos aços-carbono segundo a SAE e AISI.
Tipo
SAE - AISI
1XXX
Aços-carbono
— Simples (Mn, 1,00% máx.)
10XX
11XX
— Resulfurado
12XX
— Resulfurado e resfosforado
14XX
— Com adição de Nb
15XX
— Simples (Mn, maior que 1,00%)
Fonte: adaptado de SOUZA, 2006, p. 54.
Na representação os dois primeiros algarismos diferenciam os teores de
elementos residuais e os dois últimos correspondem aos centésimos de
porcentagem de carbono em média (SOUZA, 2006, p. 55).
Outra classificação estabelece três grupos: aços de baixo carbono
(<0,03%C), aços de médio carbono (0,3 a 0,7%C) e aços de alto carbono (0,7 a
1,7%C). Os aços-carbono de baixo carbono aliam uma razoável resistência a uma
alta ductilidade, podendo ser laminados, estirados e soldados. Utilizados nos
estados laminados a quente, recozidos ou normalizados. São conhecidos também
como aços estruturais, por serem utilizados em grandes quantidades para
construção de pontes, edifícios, navios, veículos e caldeiras (COTTRELL, 1993, p.
735).
Os aços de médio carbono obtêm tenacidade e resistência, após sofrerem
têmpera e revenido, sendo empregados em engrenagens, bielas e eixos de rodas
ferroviárias. Nos aços de alto teor de carbono alcançam-se uma grande dureza com
22
alguma tenacidade, propriedades adequadas para molas e ferramentas de corte
(COTTRELL, 1993, p. 735).
4.2 ETAPAS DO PROCESSO DE FUNDIÇÃO
O processo de fundição é caracterizado pelo vazamento de metal líquido
no molde, obtendo produtos conformados por solidificação (ABREU, 2003, p. 9). O
objetivo deste processo tecnológico é a obtenção peças com propriedades
determinadas como: forma, dimensão, acabamento e tolerâncias definidas na fase
de projeto (FERREIRA, 1999, p. 5). A técnica de fundição é empregada quando as
dimensões da peça são grandes ou complicadas, de modo que, qualquer outro
método seria impraticável, ou quando uma liga específica possui ductilidade
insuficiente para qualquer outro processo de conformação (CALLISTER, 2002, p.
246). O processo de fundição divide-se em etapas:
• Confecção do modelo – (modelagem);
• Confecção do molde – (moldagem);
• Confecção dos machos – (macharia);
• Obtenção do metal líquido e enchimento da peça – (fusão e
vazamento).
4.2.1 Modelagem
O modelo é geralmente feito em madeira, podendo ser em alumínio para
produções em larga escala. Todos os modelos devem atender uma série de
recomendações, tais como: considerar a contração do metal; eliminar rebaixos;
deixar sobremetal e verificar a divisão do modelo. O modelo deve proporcionar
resistência à abrasão, que a areia provocará e uma resistência ao impacto para
23
suportar a compactação da areia, e controle dimensional (CHIAVERINI, 1986, p. 1315).
4.2.2 Moldagem
Esta etapa consiste em fazer o molde a partir do modelo. O molde
consiste em duas ou mais partes que são alinhadas e fechadas, de modo a formar a
cavidade correspondente à forma desejada da peça (CHIAVERINI, 1986, p. 28).
Para que o processo de fundição ocorra de forma adequada, o molde deve
apresentar uma série de requisitos:
• Suportar a ação erosiva do metal líquido no momento do vazamento;
• Apresentar resistência suficiente para suportar o peso do metal líquido;
• Gerar a menor quantidade possível de gases, ou facilitar a fuga dos
gases gerados para a atmosfera;
• Ser refratário o suficiente para suportar a alta temperatura do metal e
soltar-se com facilidade da peça, após resfriamento.
4.2.3 Macharia
Os machos são utilizados na fundição de peças com cavidades, para isto
são preparados com a areia de alta resistência, dureza e permeabilidade; os
aglomerantes mais empregados são as resinas, podendo ainda ser utilizados o
silicato de sódio, cimento Portland entre outros (CHIAVERINI, 1986, p.21).
4.2.4 Fusão e vazamento
A fusão consiste em aquecer o metal até sua obtenção no estado líquido;
este é então vazado no molde adquirindo a forma desejada. O principal requisito
durante a fase de vazamento é o completo preenchimento das cavidades do molde,
de modo a reproduzi-lo em todos os seus detalhes (FERREIRA, 1999, p. 15). A força
24
que promove a solidificação é a perda de calor do metal líquido para o molde, que
torna a fase sólida mais estável do que a líquida, promovendo uma modificação de
volume que aliada a outros fenômenos pode provocar a formação de defeitos
(ABREU, 2003, p. 9).
4.3 Defeitos na solidificação
4.3.1 Trincas
As trincas são defeitos freqüentes que comprometem seriamente a
estrutura de lingotes e peças fundidas e podem levar ao descarte de volumes
significativos de uma produção. Para produção em série utiliza-se uma margem de
refugo de 0,5%, já para produção sob encomenda esse número sobe para 3%. As
trincas podem ser classificadas em trincas frias e gotas quentes. As trincas frias são
provocadas pelas tensões que surgem durante o resfriamento, causadas ou pela
resistência do molde ou por restrições à contração de seções mais delgadas ou por
seções mais espessas que se resfriam mais lentamente. Na contração das peças ou
do lingote durante o resfriamento, o metal fundido se desencosta da forma ou das
paredes da lingoteira em alguns pontos. Nesses lugares o resfriamento torna-se
mais lento devido a camada de ar que se interpõe agindo com um isolante térmico.
Esta circunstância torna o resfriamento mais desigual o que intervém na distribuição
das tensões internas (COLPAERT, 2000, p. 35). Essas trincas estão relacionadas
com a geometria da peça e ao projeto do sistema de fundição (GARCIA, 2007, p.
367).
Trincas de caráter mais grave podem ocorrer principalmente nas arestas
dos lingotes pela pouca aderência dos grandes grãos dendríticos no seu encontro
sobre a bissetriz do ângulo, para evitar esse tipo de problema são utilizadas
lingoteiras com cantos arredondados (COLPAERT, 2000, p. 35).
Ligas com grandes intervalos de solidificação podem apresentar trincas
que são caracterizadas por dendritas primárias separadas por um filme de metal
líquido, na qual as tensões de contração que acompanham o final da solidificação
podem ser suficientes para formação das mesmas. Trincas também podem surgir
devido à formação de uma camada solidificada de espessura irregular ao longo da
superfície do molde, que pode ter sido originada pela presença de gases ou por
25
irregularidades na superfície do molde que prejudicam a retirada de calor (GARCIA,
2007, p. 368).
4.3.2 Rechupe
A solidificação de um metal se inicia nas regiões onde há mais troca de
calor, ou seja, nas paredes do molde e na parte superior. Na primeira fase da
solidificação forma-se uma camada sólida em toda a periferia da peça ou lingote,
fechando, num envoltório rígido, toda a parte que ainda permanece líquida. A
solidificação prossegue, mas, como o metal, ao passar do estado líquido ao estado
sólido, sofre uma considerável diminuição de volume, aparecerá no interior da peça
ou do lingote uma região oca que se denomina “vazio” ou “rechupe”, como pode ser
visto na Figura 4.1 (COLPAERT, 2000, p. 23).
Figura 4.1 – Diversas fases de solidificação de um metal numa lingoteira (COLPAERT,
2000, p. 23).
Este tipo de descontinuidade é muito grave para a sanidade das peças,
pois afeta diretamente as propriedades mecânicas. A melhor maneira de minimizar o
rechupe na orientação é fornecer um fluxo longitudinal para peças retangulares ou
um fluxo radial para as circulares. Para peças circulares furadas no centro, podemse utilizar entradas múltiplas.
O uso de massalotes, também conhecido como cabeça quente, é um dos
artifícios usado para evitar o surgimento de rechupes. O massalote é um
prolongamento sobreposto à lingoteira, constituído por material refratário como pode
ser visto na Figura 4.2. Nele se conserva certa quantidade de material no estado
fundido destinado a preencher o oco que tende a aparecer no lingote ou na peça.
26
Com isso o rechupe tende a formar-se no interior do massalote, já que este é a
última parte a solidificar-se.
Figura 4.2 - Lingote com massalote (COLPAERT, 2000, p. 25).
4.3.3 Segregação
O termo “segregação” refere-se a todas as heterogeneidades de
composição num lingote ou peça vazada, derivam dos diferentes modos de como os
elementos dos solutos são redistribuídos na estrutura solidificada. São classificadas
conforme a sua localização e extensão em macro e em microsegregações. A
microsegregacão é um processo físico-químico de curto alcance, e estende-se por
distâncias do tamanho de grão ou menores e a macrosegregação é formada por
processos físico-químicos em que se reconsidera a redistribuição do soluto em todo
o volume da peça. Na Tabela 4.3 estão descritos as diferentes classificações das
segregações. (FERREIRA, 1999, p. 405).
Tabela 4.3 – Classificação dos diferentes tipos de segregações nas peças vazadas
Microsegregação
Macrosegregação
• Celular
• Gerada antes da solidificação
— Por gravidade
• Em contorno de grão
• Gerada durante a solidificação
• Dendrítica
— Normal
— Inversa
— Por fibragem
Fonte: adaptado de FERREIRA, 1999, p. 405.
27
Na microsegregacão celular há variações de composição localizadas em
uma escala menor do que a do cristal, ela esta associada à estrutura celular
resultante do movimento combinado da interface sólido-líquido e de uma camada
delgada de super-resfriamento constitucional (REED-HILL, 1982, p. 504). À medida
que a interface avança, o líquido que lhe é adjacente é enriquecido de soluto para
valores de Ko<1 (coeficiente de distribuição) e é empobrecido de soluto para valores
de Ko>1. Dessa forma o soluto fica acumulado nos contornos da célula numa maior
ou menor concentração do que no centro da célula (FERREIRA, 1999, p. 406).
A microsegregacão nos contornos de grão é caracterizada por uma
acumulação de soluto nas fronteiras dos grãos em crescimento, dando origem a uma
microsegregacão no contorno de grão (FERREIRA, 1999, p. 407).
Já na microsegregação dendrítica há a redistribuição do soluto durante a
solidificação dendrítica. Os ramos dendríticos originais, que crescem no metal superresfriado, solidificam com metais relativamente puros. O líquido que envolve essas
projeções dendríticas está, assim, enriquecido de soluto e, quando solidifica, os
espaços entre os ramos se tornam regiões de elevada concentração de soluto. A
segregação dendrítica é muito comum em ligas fundidas, ela pode ocorrer para
concentrações de soluto tão baixas quanto 0,01%, sob condições adequadas, e não
pode ser eliminada por resfriamento rápido (REED-HILL, 1982, p. 504).
A segregação por gravidade ocorre impulsionada pela diferença de
densidade entre duas fases que solidificam ou entre o metal e as impurezas
existentes no banho (MÜLLER, 2002, p. 101).
Já a macrosegregação normal é resultado da migração, em larga escala,
do soluto através do líquido, no sentido em que a solidificação progride, de forma
que o soluto é segregado para o centro do lingote ou peça fundida (COTTRELL,
1993, p. 269).
Na macrosegregação inversa a composição do metal na periferia é mais
rica em soluto que o material no centro do lingote, criando uma inversão no perfil de
concentração (MÜLLER, 2002, p. 105).
A macrosegregação por fibragem é caracterizada por regiões em que
tanto a composição química como a estrutura, variam localmente. Isso é devido a
variações na velocidade de fluxo interdendrítico promovidas por mudanças na
transferência de calor.
28
4.3.4 Bolhas
São grandes cavidades de paredes lisas e brilhantes ou oxidadas,
distribuídas ao acaso no interior das peças. De forma esférica, ou alongada
designando-se por poros vermiculares, têm tendência a aparecerem isoladas ou
agrupadas numa região delimitada da peça. Apresentam origens endógenas (gases
dissolvidos
ou
resultantes
de
reação
interna)
ou
exógenas
(gás
retido
mecanicamente ou por reação com os constituintes da moldação) (FERREIRA,
1999, p. 454).
Para atenuar o aparecimento de bolhas, usam-se geralmente a adição de
substâncias desoxidantes, como ferro-silício, o alumínio, o ferro-manganês e outras.
Essas substâncias reduzem o teor de oxigênio dissolvido no ferro, formando
compostos sólidos, e evitando que o oxigênio combine com o carbono do aço
formando na solidificação o desprendimento de CO ou CO2 (COLPAERT, 2000, p.
34). A Figura 4.3 mostra a distribuição de bolhas em lingotes conforme o grau de
desoxidação.
Figura 4.3 – Distribuição das bolhas nos lingotes conforme o grau de desoxidação adaptado
de (COLPAERT, 2000, p. 34).
Se, no estado líquido, um aço possui alta concentração de oxigênio o
mesmo é intitulado como aço efervescente; se é desgaseificado mediante a adição
de desoxidantes, que não permite a evolução de gases durante a solidificação, é dito
acalmado e se possui uma evolução reduzida de gases é do tipo semi-acalmado.
Um aço fundido que é desoxidado corretamente se enquadra na categoria de aço
acalmado.
29
4.3.5 Porosidades
Existem basicamente duas causas que originam porosidades nos metais
fundidos: a evolução de gases que ocorrem durante a solidificação e a contração
volumétrica que acompanha a solidificação da maioria dos metais (REED-HILL,
1982, p. 510). Podem surgir durante a solidificação sob a forma de microporosidades
e macroporosidades. As microporosidades são inerentes à solidificação de
estruturas dendríticas, e seu surgimento é favorecido no caso de ligas que
apresentam elevada contração volumétrica na solidificação e zonas pastosas
maiores (GARCIA, 2007, p.362). A Figura 4.4 mostra o movimento do líquido
necessário para compensar a contração e a localização de uma eventual
microporosidade (indicado por P), caso não ocorra fluxo suficiente de líquido
(COLPAERT, 2008, p. 138).
Figura 4.4 – Esquema para o surgimento de uma microporosidade adaptado de
(COLPAERT, 2008, p. 138).
As macroporosidades podem ser resultados de uma alimentação de metal
líquido inadequada, conforme mostra o esquema da Figura 4.5, onde há a
alimentação de uma placa metálica de espessura variável. Quando o alimentador é
colocado na extremidade correspondente à menor espessura da placa, conforme
mostrado na parte (a) da Figura 4.5, as frentes de solidificação se encontram no
30
instante t2, isolando certo volume de líquido do contato com o líquido proveniente do
alimentador. Quando a solidificação desse volume se completa, surge à formação de
um poro macroscópico por causa da contração volumétrica da solidificação.
Entretanto, a colocação do alimentador na extremidade mais espessa da placa,
conforme mostrado na parte (b) da Figura 4.5, não provocará o bloqueio de líquido
proveniente do alimentador e consequentemente não haverá a formação de uma
macroporosidade (GARCIA, 2007, p.360).
Figura 4.5 - Exemplo de alimentação do metal líquido de forma inadequada (a) e de forma
adequada (b) (GARCIA, 2007, p.360).
4.3.6 Inclusões
As inclusões são heterogeneidades provenientes do aprisionamento de
partículas metálicas ou não, na peça fundida. As inclusões primárias são aquelas
que decorrem da adição de um refinador de grão ou de produtos adicionados ao
metal líquido e que reagem quimicamente com o meio ambiente provocando a
formação de nitretos, sulfetos e óxidos. As inclusões secundárias são as que surgem
após a solidificação da fase principal e se formam em decorrência da rejeição de
impurezas para as regiões interdendríticas (GARCIA, 2007, p.365).
Há outras inclusões, que são provocadas por causas externas, e podem
ocorrer através de: aprisionamento de escória, material de molde ou produtos de
reações com outros materiais (GARCIA, 2007, p.366). As inclusões agem como
descontinuidades na matriz metálica das peças e podem originar vários defeitos,
como:
•
As grandes inclusões podem reduzir as propriedades mecânicas,
tais como a resistência à tração e o alongamento;
31
•
A usinagem é dificultada, pois gera desgaste excessivo das
ferramentas;
•
O tempo de resistência à fadiga pode ser reduzido;
•
O aspecto do acabamento superficial das peças vazadas pode
piorar (FERREIRA, 1999, p. 373).
4.4 Processo de fundição
O processo de fundição de uma peça é constituído por um conjunto de
canais e elementos externos à peça fundida, divididos em dois sistemas: sistema de
enchimento e o sistema de alimentação. O primeiro permite fazer o vazamento do
metal líquido na cavidade de moldação, e o segundo compensa a contração do
metal líquido.
Como para determinar a secção mínima dos canais de enchimento é
necessário conhecer o volume total de metal que neles irá circular,
na prática, faz-se em primeiro lugar o estudo do sistema de gitagem
de alimentação para determinar, a partir do volume da peça, o
volume de metal destinado à função da alimentação, isto é, a de
compensar a contração metálica durante o processo de
arrefecimento e solidificação, só depois se projeta o sistema de
gitagem de enchimento (FERREIRA, 1999, p. 310).
Uma vez fixada a composição da liga metálica, a dinâmica do processo de
solidificação é que se encarregará e determinar a microestrutura resultante. A
temperatura de vazamento do metal líquido surge como a primeira variável de
influência juntamente com a intensidade das correntes convectivas durante o
preenchimento do molde. O molde atuará como o absorvedor de calor responsável
pela extração de calor do metal, garantindo a transformação líquido-sólido do metal.
Esse processo se desenvolverá com maior ou menor rapidez dependendo da
capacidade de absorção de calor do molde, que influenciará diretamente na taxa de
resfriamento da peça. A termodinâmica do processo irá impor uma rejeição de soluto
ou solvente que dependerá da posição da liga no respectivo diagrama de fases e
que terá, como consequência, um movimento de espécies associado à uma
transferência de calor. Essa conjunção de transferência de massa e calor irá impor
condições de determinarão a morfologia de crescimento e consequentemente o
32
arranjo microestrutural que por sua fez definirá o perfil de características mecânicas
e químicas do produto final (GARCIA, 2007, p. 21).
4.4.1 Sistema de alimentação
O sistema de alimentação é constituído por massalotes e um conjunto de
artifícios, como resfriadores e produtos exotérmicos, e constitui solução preventiva
no surgimento de alguns defeitos inerentes a peças obtidas por fundição. O rechupe,
por exemplo, é um defeito consequente da contração do metal durante o seu
resfriamento no estado líquido e da sua solidificação. O resfriamento é resultante de
um processo de transferência de calor, assim o rechupe estará localizado nos
últimos pontos a resfriar - os centros térmicos. (ABREU, 2003, p. 52).
4.4.2 Massalotes
O massalote é uma reserva de metal líquido que têm o objetivo de compensar
a contração líquida e de solidificação além de prevenir a presença de rechupes na
peça. Para que os massalotes cumpram a sua função, eles devem satisfazer os
seguintes requisitos:
•
O tempo de solidificação do massalote deve ser superior ao tempo
de solidificação da parte da peça que ele tem de alimentar, isto é, o
massalote deve solidificar-se depois da peça;
•
O massalote deve estar posicionado sobre o centro térmico da
peça;
•
O massalote deve conter volume suficiente de metal líquido para
compensar a contração volumétrica da peça;
•
O massalote deve estar constantemente sob o efeito da pressão
atmosférica;
•
O massalote deve ter um peso mínimo relativo ao peso da peça
sem perder a sua eficiência, para maior economia de material e
facilitar a sua remoção quando do acabamento da peça (FREITAS,
2010, p. 17).
33
Os massalotes são classificados como: de alimentação do tipo aberta
para a atmosfera, denominado montante aberto; e de alimentação coberta,
denominado montante cego. A Figura 4.6 mostra os vários tipos de alimentadores
comumente utilizados.
Para atuar com eficiência, os massalotes necessitam agir com certa
pressão para vencer resistências devido a: perdas de carga, que sofre o metal
líquido ao fluir entre os cristais de sólido em formação; ao aumento da viscosidade
do metal; e pelo efeito de capilaridade. Normalmente esta pressão é a soma das
pressões metalostática e a atmosférica. A primeira pressão influi pouco na eficiência
dos massalotes, e é resultante da diferença de nível entre a superfície superior do
metal no massalote e o ponto da peça que se deseja alimentar. Já a pressão
atmosférica é muito superior, sendo esta que garante a eficiência dos massalotes
(ABREU, 2003, p. 99).
Figura 4.6 – Tipos de massalotes existentes (VERRAN, 2010, p. 25).
34
Nos massalotes cegos para garantir a atuação da pressão atmosférica
emprega-se os machos atmosféricos, a Figura 4.7 mostra a utilização destes, onde
Pa é a pressão atmosférica.
Figura 4.7 – Utilização de machos atmosféricos para garantir a atuação da pressão
atmosférica em massalote cego (ABREU, 2003, p. 100).
4.4.3 Dimensionamento do Sistema de Alimentação
No dimensionamento do sistema de alimentação para peças fundidas,
três critérios são fundamentais:
• Critério térmico;
• Critério volumétrico;
• Distância de alimentação.
Para tanto, deve-se primeiramente conhecer a regra de Chvorinov e o
conceito de módulo, ou seja, da relação entre volume e a superfície de resfriamento
que é mostrada na Equação 4.1. Neste contexto, considerando uma peça na qual o
resfriamento é realizado através da transmissão de calor para as paredes do molde,
pode-se afirmar que quanto maior for o volume e menor a área de resfriamento,
35
maior será o tempo de solidificação, e, portanto, maior será o módulo (FREITAS,
2010, p. 19).
Mp = V
A
Equação 4.1
Onde:
Mp= Módulo da peça (cm);
V= Volume do metal líquido (cm3);
A= Área de troca de calor (cm2).
Se a peça tiver uma forma complexa, o cálculo do módulo pode tornar-se
trabalhoso. Neste caso, assimila-se a peça, a formas de sólidos geométricos mais
simples, calculando-se o respectivo módulo (FERREIRA, 1999, p. 344).
As
equações a seguir mostram o cálculo simplificado do módulo para alguns elementos
geométricos simples.
Esfera = d
6
Equação 4.2
Cubo = a
6
Equação 4.3
Sólido de revolução = A
P
Equação 4.4
Onde:
a= Aresta do cubo;
d= Diâmetro da esfera;
A= Superfície resfriada;
P= Perímetro resfriado.
4.4.3.1 Critério térmico
O critério térmico estabelece que o tempo de solidificação dos massalotes
deva ser superior ao tempo de solidificação da peça, com uma margem de
36
segurança (ALBERTIN, 2010, p. 153). Após o cálculo dos módulos individuais de
cada elemento geométrico, identificam-se os maiores centros térmicos, que são as
partes de peças cujo módulo é maior do que os módulos das partes que a
circundam. Identificados os principais centros térmicos da peça, encontra-se o
módulo do massalote necessário para alimentar esses centros térmicos.
Chvorinov, (1939, p. 95 - 98), determinou teórica e experimentalmente
que o tempo de solidificação de peças fundidas é proporcional ao quadrado do
módulo. Recomenda-se usualmente, para peças de aço, a utilização de modulo do
massalotes 20% maior que o da peça, de maneira que sua solidificação esteja
concluída num tempo cerca de 40% maior que o da solidificação final da peça. Esse
módulo 20% maior para o massalote funciona como uma margem de segurança,
prevenindo que a peça tenha microrechupes na região logo abaixo do massalote. A
margem de segurança considera a que altura os rechupes primários e secundários
ficaram em relação à base do massalote. Quanto maior à distância (altura) que os
rechupes ficam da base do massalotes, maior é à margem de segurança. A margem
de segurança para massalotes considerando a presença de rechupes primários e
secundários é calculada de acordo com as Equações 4.5 e 4.6, respectivamente.
margem de segurança 1c =
`h1c j
$100
H
` j
margem de segurança 2c = h2c $100
H
Equação 4.5
Equação 4.6
Onde:
H = altura inicial do massalote (mm);
h1o = altura do rechupe primário (mm);
h2o = altura do rechupe secundário (mm).
O módulo do massalote (Mm) é determinado multiplicando o módulo Mp
obtido para a peça ou zona da peça, por um fator de segurança k, que varia de
acordo com o material a ser fundido e é visto na Tabela 4.4.
Mm = k $Mp
Equação 4.7
37
Tabela 4.4 – Valores de coeficientes de segurança.
Liga metálica
k
Ferro fundido de alta resistência
1,0 - 1,2
Ferro fundido perlítico normal
0,8 - 1,0
Ferro fundido para lingoteiras
0,6 - 0,8
Ferro fundido maleável
1,4
Ferro fundido esferoidal
1,4
Aço
1,2
Níquel, cupro-níquel, metal monel, cupro-alumínio
1,4
Cobre, brinzes, latão 70/30 e 60/40
1,2
Latão de alta resistência
1,4
Ligas leves
Fonte: FERREIRA, 1999, p. 345.
1,4
Com a utilização de recursos como luvas isolantes nos massalotes e
resfriadores na peça, é possível, aumentar o módulo efetivo do massalote e diminuir
o da peça, de maneira a otimizar o rendimento de cada vazamento, em termos de
massa final de peças sobre a massa total vazada (ALBERTIN, 2010, p. 153).
Após encontrar o módulo do massalote, deve-se identificar, em literaturas
específicas, como em Wlodawer, o modelo e o tamanho de massalote que possua
um módulo superior ao obtido pela Equação 4.7. Encontrados os possíveis
massalotes deve-se confrontá-los com os dois critérios seguintes.
4.4.3.2 Critério volumétrico
O critério volumétrico estabelece que o massalote deve disponibilizar um
volume de líquido no mínimo equivalente à soma da contração volumétrica de
solidificação da peça e do próprio massalote. A maneira mais objetiva de estabelecer
o volume necessário do massalote é calculá-lo a partir do conceito de “rendimento
do massalotes” (ALBERTIN, 2010, p. 153). Para esse cálculo, consideram-se as
seguintes variáveis:
Vp= Volume da peça (cm3);
Vm= Volume do massalote (cm3);
VV= Volume de vazios formado no massalote (cm3);
R= Rendimento do massalote (%);
b= Contração da liga, durante a solidificação (%).
38
Num projeto adequado, todo o rechupe concentra-se no massalote. Pode
se calcular o rendimento do massalote como sendo volume do rechupe sobre o
volume total do massalotes, ou seja:
R = Vr
Vm
Equação 4.8
Por sua vez, o volume do rechupe constitui-se na soma de duas parcelas,
o rechupe decorrente da contração da peça e aquele resultante da contração do
próprio massalote.
Vr = b $(Vm + Vp)
Equação 4.9
Combinado-se as duas equações, obtém-se que:
R= b+
(b $Vp)
Vm
Equação 4.10
E, consequentemente,
Vm =
cb $Vp m
R- b
Equação 4.11
Em síntese, o volume do massalote necessário para uma determinada
peça é determinado por dois parâmetros: a contração volumétrica da peça durante a
fundição, b, e o rendimento do massalote R. Segundo Wlodawer (1966, p. 39), a
contração total teórica para um massalote é de 14% e as contrações líquidas (Sl) e
totais (S) podem ser encontradas de acordo com as Equações 4.12 e 4.13.
`
j
Vr = Vm $ 14 - Sl
Sl
Onde:
Vr = Volume do rechupe (cm3);
Vm = Volume do massalote (cm3);
Sl = contração líquida (%).
Equação 4.12
39
`
j
Vcavt = Vm $ 14 - S
S
Equação 4.13
Onde:
Vm = Volume do massalote (cm3);
Vcavt = Volume das cavidades totais (cm3);
S = contração total (%).
Encontrado, um modelo massalote que atenda o volume do massalote
calculado, deve-se então verificar o terceiro critério.
4.4.3.3 Distância alimentada
O critério da distância alimentada refere-se à limitação do raio de atuação
dos massalotes ao longo de seções constantes. A limitação desta distância leva à
necessidade de distribuir o volume de alimentação entre vários massalotes
posicionados ao longo de seções constantes (ALBERTIN, 2010, p. 154).
Os gradientes térmicos gerados pelos massalotes, pelos centros térmicos,
pelo efeito extremidade e pelos resfriadores podem fazer com que as isotermas
assumam formas cônicas, formando o chamado cone de solidificação, o que permite
obter uma solidificação dirigida para o massalote ou outro ponto quente (Figura 4.8).
Figura 4.8 – Solidificação dirigida devido à formação do cone de solidificação, adaptado de
(ABREU, 2003, p. 112).
A Figura 4.9 ilustra a forma ideal das isotermas geradas por um elevado
gradiente térmico entre a extremidade da peça e o massalote.
40
Figura 4.9 - Forma ideal das isotermas (ABREU, 2003, p. 96).
A zona de ação do massalote é representada pela circunferência
concêntrica à distância L do perímetro do massalote (Dm) (Figura 4.10), isto é, à
distância no qual o massalote cria um gradiente térmico longitudinal. O efeito de
extremidade e a utilização de resfriadores aumentam o gradiente térmico e,
consequentemente, à distância alimentada (FREITAS, 2010, p. 34).
Dm
Dm
L
L
L
Figura 4.10 - Zona de ação do massalote representado pela distância L (ABREU, 2003, p.
113).
41
Segundo Maehara (1989, p. 84), a distância alimentada varia conforme o
formato da peça (barras ou chapas) e é determinada em função da espessura “e” da
peça, como é mostrado na Tabela 4.5. Um elemento é considerado como chapa,
quando a sua largura é cinco vezes maior que a sua espessura, caso contrário é
considerado como uma barra.
Tabela 4.5 – Faixas de zonas de ação para peças de espessura uniforme
Alcançe do
Alcançe do massalote
Formato
massalote
com o efeito de ponta
Chapa
2e
2,5e
Barra
(0,5 ~ 2,0)e
(1,5 ~ 2,0)e
Fonte: adaptado de MAEHARA, 1989, p. 84.
Segundo Hardin (2001, p. 32), a distância alimentada (Da) para elementos
com a presença de resfriadores (Dresf), é calculada a partir da Equação 4.14. O
objetivo de se conhecer a distância de alimentação do massalote é para se
determinar o número de massalotes necessários para garantir uma peça isenta de
rechupe. Assim devem-se distribuir os massalotes nos centros térmicos da peça e tal
forma que toda a sua extensão seja coberta pelas zonas de ação dos massalotes.
Dresf = 1,38 $Da
Equação 4.14
Dimensionado o sistema de alimentação deve-se calcular o rendimento do
metal líquido segundo a Equação 4.15. Adota-se, geralmente, que o rendimento do
metal líquido seja de no mínimo 60% para que o processo seja lucrativo.
Rendimento =
cMassa da peça m
$100
Massa total
Equação 4.15
4.4.4 Resfriadores
Os resfriadores têm como função acelerar, localmente, a retirada de calor
e dirigir a solidificação, o que possibilita a eliminação de defeitos localizados. A sua
capacidade de resfriamento depende do material no qual é feito, do tamanho e forma
do mesmo. Dentre os resfriadores existentes os mais comuns são os metálicos.
Os resfriadores são classificados nos seguintes tipos:
42
•
Metálicos: internos e externos;
•
Materiais
granulados
moldáveis,
minerais
cujo
coeficiente
de
difusividade térmica é maior que 1;
•
Aletas resfriadoras, diminuem o módulo por meio do aumento da
superfície resfriadora.
4.4.4.1 Resfriadores metálicos
São peças metálicas que entram em contato com a superfície da peça,
acelerando a solidificação naquela posição. Para fazer a utilização de resfriadores
alguns critérios devem ser seguidos: os resfriadores devem estar secos, livres de
ferrugem, jateados e pintados. Para evitar trincas nas peças recomenda-se que a
espessura dos resfriadores metálicos seja decrescente, desta forma haverá uma
região de transição entre uma região de resfriamento rápido (com resfriador) e um
região de resfriamento mais lento (areia) (Figura 4.11). Caso utilizado um resfriador
de espessura constante haverá a formação de uma região mais propensa ao
surgimento de trincas devido à formação de um intervalo sólido-líquido de baixa
resistência e elevada tensão, ao esforço de contração sólida do material, propiciando
fissuras no momento da contração. Outra maneira de evitar esse problema é a
colocação de um material resfriador moldável de coeficiente de difusibilidade térmica
intermediária entre o resfriador e a areia do molde (ABREU, 2003, p. 85).
Quando a superfície de contato com os resfriadores é grande, devem-se
utilizar vários resfriadores pequenos de modo a facilitar a saída dos gases e evitar os
efeitos da dilatação que podem provocar defeitos nas peças. Recomenda-se que os
resfriadores não ultrapassem as seguintes dimensões: área da face de contato <
150 cm2 e comprimento < 200 mm (ABREU, 2003, p. 86).
43
Figura 4.11 - Resfriador de espessura constante (a), com espessura decrescente (ABREU,
2003, p. 85).
Para Wlodawer (1966, p. 126) a espessura do resfriador deve ser
determinada tendo-se a área de contato e o volume do mesmo. A área de contato
necessária para a atuação do resfriador, com e sem película de ar entre o resfriador
e peça, o volume e a espessura do mesmo são dadas pelas equações 4.16, 4.17,
4.18 e 4.19 respectivamente.
^
V0 $ M0 - Mr
Aresf =
M0 $Mr
h
Equação 4.16
44
^
h
r
V0 $^M0 - Mh
Aresf =
2 $ M0 $Mr
^
V0 $ M0 - Mr
Vresf =
Mr
Equação 4.17
h
Equação 4.18
resf
eresf = V
Aresf
Equação 4.19
Onde:
V0 = Volume da peça ou parte da peça que está sendo resfriada (cm3);
Vresf= Volume do resfriador (cm3);
M0 = Módulo da peça ou parte da peça que está sendo resfriada (cm);
Mr= Módulo da peça, ou parte da peça, após a atuação do resfriador (cm) Mr= Mo.0,7;
Aresf = Área do resfriador (cm2);
eresf= espessura do resfriador (cm);
4.4.5 Zona de segregação
Segundo Wlodawer (1966, p. 84), é possível prever a região onde haverá
a região segregada para um cilindro. A zona segregada é sempre deslocada da
superfície para o interior do cilindro devido à condução de calor que ocorre da
superfície para o interior do mesmo. Matematicamente a zona segregada é dada
por:
8` n - 1 jB
logW = logd + log
n= x
D
Equação 4.20
3 - 2n
Equação 4.21
Onde:
x= diâmetro da zona de segregação (mm);
d= diâmetro interno do cilindro (mm);
D= diâmetro externo do cilindro (mm);
W= espessura do cilindro (mm);
n= relação entre o diâmetro da zona de segregação e o diâmetro externo do cilindro.
45
5 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Neste capítulo será abordado os aspectos experimentais empregados
para o estudo do dimensionamento do sistema de alimentação de peça. Para melhor
compreensão, a Figura 5.1 apresenta o fluxograma das etapas realizadas.
Retirada de
medidas do
modelo
Plotagem da peça
em Auto CAD
Divisão da peça
em sólidos
geométricos
Verificação do
critério volumétrico
Verificação do
critério térmico
•Calcular a massa de
metal líquido necessária
para o preenchimento
dos centros térmicos;
•Encontrar massalote que
proporcione a massa de
metal necessária para o
preenchimento dos
centros térmicos .
•Identificação dos
principais centros
térmicos;
•Cálculo do módulo dos
massalotes;
•Encontrar massalotes
que satisfaçam o critério
térmico.
Cálculo dos
módulos dos
sólidos
encontrados
Dimensionar a
zona segregada
prevista
Confecção do
molde
Desmoldagem e
limpeza
Preparação,
correção e
vazamento da
carga metálica
Verificação da
distância alimentada
•Com e sem a utilização de
resfriadores.
Pesagem da peça ,
dos massalotes e
dos canais de
vazamento
Análise de dois
massalotes (C.R. e S.R.)
•Ensaio de líquido
penetrante;
•Cálculo da margem de
segurança, da contração
de solidificação e
percentual de perda de
massa.
Corte da peça em
6 seções
Análise das 6
seções
•Três seções que sofreram
a influência de
resfriadores e outras 3
que não.
• Por líquido penetrante
• Exame metalográfico.
Figura 5.1 – Etapas realizadas durante o procedimento experimental.
46
A peça escolhida para este estudo trata-se de uma roldana do cabo,
codificada como 04.04.00963 [MESL2503]. Como comentado anteriormente, o
processo de dimensionamento do sistema de alimentação de uma peça complexa
deve ser realizado a partir da plotagem das medidas em software específico, com a
necessidade do projeto ou modelo da peça.
No caso da peça em estudo, somente havia o modelo, representado na
Figura 5.2.
Figura 5.2 – Modelo da peça (MESL, 2010).
A partir deste modelo e com uso de trena e paquímetro analógicos, as
medidas foram realizadas com o objetivo de confeccionar o desenho em AutoCAD.
Na Figura 5.3 está representado o desenho em vista superior e o corte AA da peça desenhada.
47
VISTA A-A
Figura 5.3 – Vista superior e corte A-A da peça. As unidades estão em milímetros.
Após a plotagem do projeto da peça, foi realizada uma análise térmica,
com o objetivo de identificar os maiores centros térmicos da mesma. Para tanto a
peça foi decomposta em elementos geométricos simples e estes tiveram seus
módulos calculados de acordo com o item 4.4.3 (Dimensionamento do Sistema de
Alimentação) do referencial teórico. Na Figura 5.4 de maneira representativa estão
os sólidos geométricos encontrados.
48
VISTA A-A
Sólido 1
Sólido 2
Sólido 3
Figura 5.4 – Divisão da peça em sólidos geométricos.
Na Tabela 5.1 estão os valores dos módulos obtidos para os sólidos 1 e 2,
que foram obtidos de acordo com a Equação 4.1.
Tabela 5.1 - Módulos obtidos para os sólidos 1 e 2.
Área resfriada
3
Módulo (cm)
Volume (cm )
2
(cm )
Sólido 1
1830,35
1228,46
1,489
Sólido 2
808,10
1722,21
0,469
Para o sólido 3 houve a necessidade de calcular o módulo duas vezes,
pois foram consideradas duas regiões diferentes da peça: uma onde a parte interna
do arco toca o sólido 2 e outra onde não toca. Essa distinção se deve às diferenças
nos valores de perímetro resfriado para cada um dos casos. A Figura 5.5 mostra a
diferença entre os perímetros e as áreas de cada região.
49
A
B
A=3228,5mm²
A=3228,5mm²
P=222,27mm
Perímetro
P=222,94mm
Figura 5.5 – Regiões utilizadas para os cálculos de módulo para o sólido 3.
Para o cálculo dos módulos A e B do sólido 3 foi utilizado a Equação 4.4
para sólidos de revolução. Os módulos obtidos foram de 1,45cm e 1,44cm para as
regiões A e B, respectivamente. Como já comentado, os maiores centros térmicos
são partes de peças cujo módulo é maior do que os módulos das partes que a
circundam. A peça estudada possui dois grandes centros térmicos: um localizado no
sólido 1 (centro térmico 1) e outro na região A do sólido 3 (centro térmico 2).
Para dar continuidade no dimensionamento do sistema de alimentação da
peça fundida foram utilizados os critérios térmicos e volumétrico e a distância
alimentada.
O critério térmico consiste em encontrar os valores mínimos de módulo
para os massalotes. Para isso foi aplicado a Equação 4.7, para os módulos
encontrados nos centros térmicos 1 e 2; o coeficiente de correção utilizado foi
referente ao aço (1,2), retirado da Tabela 4.4. Os valores encontrados estão
apresentados na Tabela 5.2.
Tabela 5.2 – Valores encontrados para o módulo do massalote.
coeficiente de
Módulo do
Módulo (cm)
correção (k) massalote (cm)
Centro térmico 1
1,489
1,2
1,787
Centro térmico 2
1,453
1,2
1,744
Tendo em mãos os valores dos módulos dos massalotes, estes foram
estão comparados com os valores de módulo de luvas existentes na Tabela de luvas
da empresa (em anexo). Ou seja, neste trabalho optou-se em utilizar luvas isolantes
dentro dos massalotes a fim de otimizar o processo. Para que o critério térmico seja
50
respeitado, somente luvas com módulos iguais ou superiores aos encontrados na
Tabela 5.2 foram avaliados. Dentre os vários tipos de luvas, somente a do tipo
“domada” foi avaliada, isto porque ela proporciona uma maior flexibilidade de
posicionamento dentro da caixa de moldagem. A Tabela 5.3 tráz os modelos desse
tipo de luva possíveis de serem utilizados.
Tabela 5.3 – Modelos de luva domada em potencial uso.
Dimensões
Massa máx. de
contração (kg)
Modelo
ǿ Interno
ǿ Externo
Módulo
3D
75
100
2,00
80D
80
110
2,32
90 D
90
119
2,40
Fonte: Adaptado de Tabela de luvas de propriedade MESL.
6%
17,3
21,2
30,3
Massa da
luva (kg)
3,10
3,90
5,50
A massa de metal líquido para o completo preenchimento do massalote foi
obtido a partir da Equação 5.1:
Mmc $n°de massalotes > Massa da peça
Equação 5.1
Onde:
Mmc= Massa máxima de contração, para cada luva, retirado da Tabela 5.3 considerando que
o material possuía uma contração de 6%.
É importante ressaltar que a Tabela 5.3, já possui contabilizado o
rendimento do massalotes, que é de 14% segundo Wlodawer (1966, p. 35), por isso
não houve a necessidade de realizar os cálculos vistos na sessão do critério
volumétrico, bastando somente a aplicação da Equação 5.1.
Neste trabalho o número de luvas variou para cada centro térmico. Foram
utilizados 5 luvas para o centro térmico 2, devido a existência de 5 junções, e duas
luvas para o centro térmico 1.
Para efetuar o cálculo do peso da peça primeiro foi calculado o volume a
ser alimentado para os centros térmicos 1 e 2, considerando-se que cada centro
térmico tenha volume igual ao seu sólido de origem mais metade do volume
ocupado pelo sólido 2, como está indicado nas Equações 5.2 e 5.3.
51
Vcentro térmico1
Vsólido1 +
=
`Vsólido2 j
2
Equação 5.2
Equação 5.3
Sendo:
` ó
j
Vcentro térmico2 = Vsólido3 + Vs lido2
2
Vsólido1= 1830,35cm3
Vsólido2= 808,10cm3
Vsólido3= 5496,72cm3
Tem-se:
Vcentro térmico1= 2234,40cm3
Vcentro térmico2= 5900,78cm3
A partir do volume dos centros térmicos, foi calculada a massa de metal
necessária, aplicando a Equação 5.4. Foi utilizada a densidade de 7,82g/cm3.
d= m
V
Equação 5.4
Onde:
d= densidade (g/cm3);
m= massa (g);
V= volume (cm3).
Os valores de massas calculados para os centros térmicos 1 e 2 foram de
17,47kg e 46,14kg, respectivamente. Com a aplicação da Equação 5.1 todos os
modelos de luvas selecionados na Tabela 5.3 atenderam ao requisito de contração
volumétrica para ambos os centros térmicos.
Como o intuito desse trabalho é avaliar as modificações do sistema de
alimentação no nível de defeitos numa peça, o sistema de alimentação foi calculado
considerando que metade da peça iria ter a presença de resfriadores e a outra não.
sabendo-se disso, primeiro foi calculada a distância alimentada, conforme Tabela
4.5, para a metade da peça sem a presença de resfriadores para cada uma das
luvas descritas na Tabela 5.3. As Figuras 5.6 e 5.7 exibem as zonas de ação dessas
52
luvas. As espessuras utilizadas para os centros térmicos 1 e 2 foram de 41,5 e
58,1mm, respectivamente.
C
C
Luva 3D
Luva 80D
Luva 90D
Figura 5.6 – Distâncias alimentadas das luvas 3D, 80D, e 90D para o centro térmico 1.
B
B
Luva 3D
Luva 80D
Luva 90D
Figura 5.7 – Distâncias alimentadas das luvas 3D, 80D e 90D para o centro térmico 2.
53
A Figura 5.8 mostra as seções C-C e B-B em detalhe. Na vista B-B notase que apenas as luvas 80D e 90D garantem a eficiência da alimentação da peça
fundida, por terem as linhas de zona de ação quase interceptadas ou cruzadas. Para
a luva 80D, a distância foi de 0,5mm entre si. Na vista C-C observa-se também que
são somente as luvas 80D e 90D que satisfazem o requisito distância alimentada,
pois cobrem quase toda a extensão requerida da peça.
Luva 3D
Luva 80D
Luva 90D
VISTA B-B
Figura 5.8 – Vistas B-B e C-C das Figuras 5.6 e 5.7.
A distância alimentada para a outra metade da peça, que possui a
presença de resfriadores no centro térmico 2, foi calcula pela Equação 4.14, para
cada uma das luvas descritas na Tabela 5.3. A Figura 5.9 exibe a distância
alimentada dos massalotes do centro térmico 2, com a presença de resfriadores.
54
Luva 3D
Luva 80D
Luva 90D
Resfriadores
Figura 5.9 - Zona de ação das luvas 3D, 80 D e 90D, com a presença de resfriadores, para o
centro térmico 2.
O dimensionamento dos resfriadores foi realizado de acordo com as
Equações 4.17, 4.18 e 4.19 vistas no item 4.4.4.1 (Resfriadores metálicos) do
referencial teórico. O volume e o módulo da região da peça a ser resfriado utilizado
foi igual a 271,19cm3 e 1,453 cm, respectivamente, sendo o módulo da peça com a
atuação do resfriador igual a 1,071cm.
Com o cálculo realizado pelas Equações 4.17, 4.18 e 4.19 obteve-se para
o resfriador uma área e uma espessura igual a 79,99cm2 e 1,02cm, respectivamente.
Entretanto devido à espessura obtida para o resfriador, ser considerada muito fina
em relação à espessura da região a ser resfriada, optou-se em utilizar um resfriador
de forma de cúbica de aresta igual a 4,3cm, no qual foi obtido retirando a raiz cúbica
do volume do resfriador encontrado pela Equação 4.18.
Após a aplicação do critério térmico, volumétrico e da distância
alimentada, foi possível estimar o sistema de alimentação usual da peça, no qual
consiste de 7 luvas do tipo domada modelo 80D distribuídas conforme pode ser visto
na Figura 5.10. Como o objetivo do trabalho é avaliar a influência de modificações no
sistema de alimentação, optou-se pela utilização de dois resfriadores cúbicos e 7
luvas domada modelo 3D. As luvas 3D, como já visto, não atendem ao requisito
55
distância alimentada, sendo assim a utilização delas faz que seja provocado mais
defeitos numa região do que em outra, pois de acordo com o que já se foi discutido,
há maior tendência para o surgimento de defeitos para a região sem resfriadores do
que para a região com resfriadores. Assim essa diferença no nível de defeitos faz
com que haja uma melhor visualização da influência de resfriadores na peça. A
Figura 5.11 expõe o sistema de alimentação utilizado no estudo.
Luva 80D
Figura 5.10 – Sistema de alimentação usual da peça estudada
Luva 3D
Resfriadores
Figura 5.11 – Sistema de alimentação utilizado na peça estudada.
56
A zona segregada teórica foi encontrada com as Equações 4.20 e 4.21
que apresentaram uma região de segregação prevista para um diâmetro igual a
520,1mm; como pode ser visto na Figura 5.12.
Região de segregação
Figura 5.12 – Previsão de zona segregada.
Dimensionado o sistema de alimentação da peça, o molde da mesma foi
confeccionado. Para isso utilizou-se areia de cura à frio com 1,3% de resina, numa
proporção de 70% de areia nova e 30% de areia recuperada.
Neste trabalho, o dimensionamento do sistema de alimentação foi feito
para uma peça de aço carbono, para isso foi efetuado o carregamento de um forno
elétrico à indução visando obter a liga utilizada na empresa intitulada como A-20 que
é similar a AISI 1020, quando a carga metálica estava fundida foi retirada a prova do
forno e feita a análise química e correção da amostra no Espectro Fotômetro de
Emissão Ótica (Specto, modelo SpectroMaxx). Os materiais de refino para correção
da liga foram colocados no forno, e quando fundidos, foi adicionado 0,8 kg de
alumínio para desoxidar o aço líquido, posteriormente foi retirada uma amostra para
a análise final.
Após o vazamento, a peça foi desmoldada e submetida à limpeza
superficial com jato de granalha.
Ainda com os canais (de alimentação e
enchimento) a peça foi pesada, em seguida os canais foram cortados, identificados e
57
pesados individualmente. Dois massalotes foram separados e analisados, um que
estava entre os dois resfriadores e outro na região sem resfriadores, denominados
C.R. e S.R., respectivamente. A análise dos massalotes foi feita por meio do ensaio
de líquido penetrante, para isso os mesmos foram cortados transversalmente com
maçarico e rebolados. Com os dados retirados dos massalotes foi calculada a
margem de segurança dos massalotes em relação aos rechupes primários e
secundários (Equações 4.5 e 4.6), a contração sólida total (Equação 4.13) dos
massalotes e o percentual de cavidades de acordo com a Equação 5.5:
`
j
% de cavidades = Mtm - Mem $100
Mtm
Equação 5.5
Onde:
Mtm = massa teórica comportada pelo massalote (kg)
A análise da peça prosseguiu com o corte da mesma em seis regiões
específicas, três que tiveram a presença de resfriadores e outras três que não, de
modo que se possa fazer um comparativo entre os locais da peça que estiveram sob
o efeito de resfriadores ou não. A Figura 5.13 mostra as regiões seccionadas da
peça, bem como as nomenclaturas adotadas para cada uma delas.
S2
C1
C2
S3
Secções
cortadas
Resfriadores
canal de
vazamento
Figura 5.13 – Regiões cortadas da peça que sofreram análise.
58
Nos dois lados de todas as seis seções foram realizados ensaios de
líquido penetrante. Esse ensaio relevou a presença de falhas as quais foram
mapeados para posterior análise.
Após a análise por líquido penetrante, todas as 6 seções sofreram análise
metalográfica em 2 regiões específicas, uma no centro térmico da seção (região I) e
outra na região segregada prevista (região II), como mostra a Figura 5.14. As
amostras foram analisadas no microscópio óptico (ZEISS) antes e após o ataque
com o reagente Villela.
Figura 5.14 – Regiões onde foi realizado o exame metalográfico. As unidades estão em
milímetros.
59
6 RESULTADOS E DISCUSSÃO
Na Figura 6.1 está representado o molde da polia de aço carbono, com as
localizações dos resfriadores e canal de vazamento.
Figura 6.1 – Molde da peça.
A Tabela 6.1 apresenta a análise química final da liga utilizada na produção
da polia. Salienta-se que todos os elementos estão dentro da faixa indicada.
Tabela 6.1 - Composição química final da liga.
Elemento
% mín.
Encontrado
% máx.
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Mo
Al
Cu Sn
Fe Ceq
0,15 0,30 0,60 0,00 0,00
0,22 0,49 0,61 0,02 0,02 0,18 0,06 0,01 0,09 0,08 0,01 98,1 0,37
0,22 0,60 0,80 0,04 0,04
A peça obtida foi desmoldada e pesada após 24 horas. Os valores
encontrados e o rendimento do metal líquido estão descritos na Tabela 6.2.
Observa-se que o rendimento encontrado (69,3%) foi superior a meta mínima
estipulada de 60,0%.
60
Tabela 6.2 – Valores obtidos para a peça.
Massa da peça (kg)
Massa dos massalotes (kg)
Massa do canal de enchimento (kg)
Massa total (kg)
Rendimento (%)
61,0
20,5
6,5
88,0
69,3
A Figura 6.2 mostra os dois massalotes que foram separados para análise:
o massalote entre os resfriadores (S.R.) e o outro na região sem resfriadores (S.R.)
Figura 6.2 – Massalotes estudados.
A Figura 6.3 mostra os massalotes C.R. e S.R. após o ensaio de líquido
penetrante. O ensaio de líquido penetrante revelou a presença de rechupes
secundários para ambos os massalotes.
61
Figura 6.3 – Massalotes após o ensaio de líquido penetrante.
Os dados encontrados para os massalotes antes e após o ensaio de
liquido penetrante estão expostos na Tabela 6.3.
Tabela 6.3 – Dados obtidos para os massalotes estudados.
C.R.
S.R.
Massalote
2,1
2,4
Massa (kg)
120,0
120,0
H (mm)
o
51,0
59,0
h1 (mm)
o
33,0
54,0
h2 (mm)
As margens de segurança dos massalotes, considerando a presença de
rechupes primários e secundários, em relação a altura inicial do massalote (120mm),
estão demonstradas na Tabela 6.4, onde se pode ver que o massalote C.R.
apresentou margens de segurança menores devido a solidificação direcionada
(promovida pelos resfriadores) que fez aumentar a pressão metalostática
propiciando um preenchimento melhorado dos espaços interdendríticos.
Tabela 6.4 - Margens de segurança dos massalotes estudados.
Margens de segurança
Rechupe primário
Rechupe secundário
C.R
S.R.
C.R.
S.R.
43%
49%
27,50%
45%
62
Considerando que a luva 3D comporta uma massa de metal líquido igual a
3,23kg, o percentual de perda de massa (ou de cavidades) encontrado para os
massalotes C.R. e S.R. foi de 35,0 e 25,7%, respectivamente. Sendo o volume da
luva igual a 413m3, obteve-se por regra de três o volume das cavidades totais para
os massalotes C.R. e S.R. que foram igual a 145 e 106cm3, respectivamente.
Os valores encontrados de contração total para os massalotes C.R. e
S.R. foram de 10,4 e 11,1%, respectivamente. A contração líquida foi encontrada
subtraindo da contração total teórica (14,0%) a contração total calculada (10,4 e
11,1%); os valores encontrados foram de 3,6 e 2,9 para os massalotes C.R. e S.R.,
respectivamente. Este último resultado indica que o massalote C.R. ficou mais
tempo no estado líquido, sendo isto devido a maior distância alimentada promovida
pelo massalotes por causa da presença de resfriadores naquela região. Um maior
tempo no estado líquido indica uma solidificação mais prolongada, ou seja, uma
distância alimentada maior, e permite que o metal preencha os espaços entre os
braços dendríticos mais facilmente, diminuindo a tendência à microrechupe.
O massalote S.R. apresentou uma contração líquida 24% menor, como
ambas os massalotes estavam no mesmo molde com metal de igual temperatura de
vazamento e mesma composição química, pode-se afirmar que essa diferença é
devido a ausência de resfriadores e que os 0,7% (3,6-2,9) de contração líquida
ausentes no massalote foram distribuídos para a peça, aumentando a possibilidade
de microrechupes nessa região estudada (região sem resfriadores).
Os resultados obtidos no ensaio de líquido penetrante para as seis
regiões representadas na Figura 5.13 são mostrados na Figura 6.4. A Figura 6.4
ilustra a localização dos microrechupes encontrados nessas seções e a região
segregada prevista.
63
S1
S1
C1
C1
S2
S2
C2
C2
S3
S3
C3
C3
Região segregada prevista
Figura 6.4 – Resultados obtidos para o ensaio de líquido penetrante.
Observa-se, na Figura 6.4, uma tendência dos microrechupes estarem no
centro térmico (meio da seção), ou próximo da região segregada prevista. Nota-se
ainda que a amostra sem resfriadores apresentou mais falhas do que com
resfriadores.
As Tabelas 6.5 e 6.6 quantificam os todos os defeitos encontrados por
meio de exame metalográfico para as regiões I (centro térmico) e II (região
segregada prevista) vistas na Figura 5.14 do procedimento experimental.
Tabela 6.5 – Defeitos encontrados por meio da análise metalográfica para região I (centro
térmico).
Região I
S1
C1
S2
C2
S3
C3
Microrechupes
6
8
5
1
4
3
Macrorechupes
0
0
9
3
28
0
Analisando as amostras S da Tabela 6.5 observou-se que quanto mais
distante do massalote, maior foi o número de defeitos encontrados, estando de
acordo com o que foi visto no item 4.4.3.3 (Distância alimentada) do referencial
teórico. Quanto mais distante da região do massalote, maior é a tendência ao
surgimento de defeitos pelo fato do metal líquido estar no limiar da distância
alimentada calculada.
64
Para as amostras C da Tabela 6.5 foi notado que quando comparado, em
número e em relevância, o número de defeitos aumentou da amostra C1 para C2 e
diminuiu em C3, essa queda no número de defeitos para amostra C3 pode ser
atribuída à presença de resfriadores, que promoveram uma solidificação
direcionada.
Observa-se na amostra S3 Tabela 6.5 a presença elevada de
macrorechupes (28), isso pode ser justificado pela diferença na contração de
solidificação dos massalotes, anteriormente vistos, onde a contração que não
ocorreu no massalote, ocorreu na peça, gerando os macrorechupe encontrados. O
fator distância alimentada também pode ser responsável pela presença de
macrorechupes nas amostras S3 e C2 do centro térmico, pois pode ter sido feito um
sobre dimensionamento da distância alimentada, o que pode ter ocasionado os
macrorechupes encontrados para essas amostras. O sobre dimensionamento da
distância alimentada pode ter ocorrido porque a mesma foi calculada para duas
vezes a espessura da peça, que é o limite máximo da faixa indicada na Tabela 4.5
vista no item 4.4.3.3 (Distância alimentada) do referencial teórico, onde a distância
alimentada é calculada para uma faixa de 0,5 a 2,0 vezes a espessura da peça.
Tabela 6.6 – Defeitos encontrados por meio da análise metalográfica para a região II
(região segregada prevista).
S1
C1
S2
C2
S3
C3
Região II
Microrechupes
1
0
3
1
6
1
Regiões segregadas
0
2
2
1
1
1
Macrorechupes
0
0
10
0
0
0
Analisando a Tabela 6.6, observa-se que houve um deslocamento da
região segregada para a amostra C2, pois esta apresentou uma diminuição no
número de regiões segregadas quando comparada com a amostra S2.
Com a amostra C1 nota-se que na região abaixo do massalote foi
encontrado duas regiões segregadas e nenhum micro ou macrorechupe. Já para a
região intermediária houve a diminuição no número de regiões segregadas (de duas
para uma) e o aparecimento de um microrechupe, que também ocorreu para a
região C3. Ou seja, houve uma estabilização na quantidade de defeitos e regiões
segregadas para as regiões C2 e C3.
Observando a Tabela 6.6, nota-se que o número de defeitos aumentou da
região S1 para a região S2, estando em concordância com o que foi visto no item
65
4.4.3.3 (Distância alimentada) do referencial teórico, no qual diz que quanto mais
distante do massalote, maior é a tendência de surgirem de defeitos. A região S3
apresentou um número de defeitos menor em comparação a amostra S2, o que
pode ser justificado pela migração dos defeitos para outra região da peça, como por
exemplo a região S3 Tabela 6.5 que apresentou elevado número (28) de defeitos.
As Figuras 6.5 e 6.6 apresentam o mapeamento dos macrorechupes e
das regiões segregadas encontradas nas regiões I e II respectivamente.
Macrorechupe
Linha segregada
Figura 6.5 – Mapeamento da análise metalográfica da região I.
É importante ressaltar que a presença de macrorechupes, ao contrário
dos microrechupes, pode ser um motivo para que a peça seja refugada (causando
prejuízo) ou que receba um cordão de solda, gerando mais gastos.
66
Macrorechupe
Linha segregada
Figura 6.6 - Mapeamento da análise metalográfica da região II.
Com a finalidade de ilustrar melhor a influência da utilização dos
resfriadores nas Figuras 6.7 e 6.8 estão representadas as regiões segregadas e os
micro e macrorechupes.
Figura 6.7 – Linha segregada característica encontrada no estudo. Foto retirada da amostra
C1 na região II após o ataque com Villela. Ampliação de 50 vezes.
67
A Figura 6.7 apresenta um grande número de inclusões que fazem o
contorno das duas frentes de solidificação, formando uma linha segregada.
Figura 6.8 – Micro e macrorechupes característicos encontrados no estudo. Foto retirada da
amostra S3 na região I sem ataque. Ampliação de 100 vezes.
Com base no que já foi discutido pode-se fazer um comparativo de custos
(Tabela 6.8) entre a utilização da luva 90D (que atendeu aos 3 critérios de
dimensionamento) e a luva 3D (que não atendeu ao critério distância alimentada e
que por isso fez-se o uso de resfriadores). Primeiro deve-se conhecer qual o
rendimento metálico para a luva 90D, já que o rendimento para a luva 3D já é
conhecido (69,3% da Tabela 6.2). Para isso foi considerado, conforme a Tabela de
luvas utilizada na empresa (em anexo), que a luva 90D comporta uma massa de
metal líquido igual a 5,5kg e que a luva tenha o mesmo percentual de cavidades
encontrados para a luva 3D S.R. (25,7%). O rendimento metálico para a luva 90D é
visto na Tabela 6.7.
Tabela 6.7 – Rendimento metálico do projeto utilizando a luva 90D.
Massa da peça (kg)
61,0
Massa dos massalotes (kg)
28,6
Massa do canal de enchimento (kg)
6,5
Massa total (kg)
96,0
Rendimento (%)
63,5
68
A luva 80D também atendeu aos 3 critérios de dimensionamento, mas
devido ao fato da empresa não trabalhar com esta luva, não foi feito o comparativo
de custos para a mesma.
Tabela 6.8 – Comparativo de custos
Luva 3D
Unidades de luvas necessárias
7,0
Valor unitário por luva (R$)
1,6
Custo total de luvas (R$)
11,2
Carga metálica necessária (kg)
88,0
Preço da carga metálica (sucata de aço)
0,6
por kilograma (R$)
Custo da carga metálica (R$)
52,8
Soma dos custos (R$)
64,0
Luva 90D
7,0
2,1
14,7
96,0
0,6
57,6
72,3
Percebe-se nas Tabelas 6.7 e 6.8 que o projeto que utiliza a luva 90D tem
um rendimento 8,4% menor e custo 13% maior em relação ao projeto que utiliza luva
3D. Esses 13% a mais de custo poderiam ser revertidos à empresa na forma de
lucro se utilizado o projeto com o emprego da luva 3D e um conjunto de 5
resfriadores.
Caso a peça necessite de um controle mais rigoroso do nível de
defeitos, outra opção seria utilizar as luvas 90D com presença de resfriadores, o que
garantirá uma peça isenta de defeitos.
69
7 CONCLUSÃO
O uso de resfriadores alterou o número e disposição de defeitos na peça.
A região da peça que esteve sob influencia da presença de resfriadores apresentou
uma densidade de defeitos menor em relação à região da peça que esteve com
ausência de resfriadores. Essa redução de defeitos é atribuída a presença de
resfriadores nessa região, os quais promoveram uma solidificação direcionada
devido a rápida retirada de calor que os mesmos proporcionam na região onde
estão, ou seja, do gradiente térmico gerado entre a peça e os resfriadores, o que
proporcionou a eliminação de defeitos localizados. . A solidificação direcionada
também promoveu o deslocamento da região segregada, como foi visto na amostra
C2 da região II.
A utilização de um projeto melhorado (com luvas 3D e resfriadores)
apresentou um rendimento metálico maior do que de um projeto comumente
utilizado (com luvas 90D ou 80D), isso é devido ao fato da luva 3D apresentar um
volume menor as outras luvas o que propicia que uma menor quantidade de metal
fique retida dentro da luva. Esse maior rendimento metálico para o projeto que utiliza
a luva 3D faz com que uma menor quantidade de metal líquido seja utilizada para a
produção da peça, o que reduz o custo para a fabricação da mesma.
70
REFERÊNCIAS
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enchimento de peças fundidas vazadas em moldes de areia. Itaúna: Centro
Tecnológico de Fundição Marcelino Corradi, 2003. 214 p.
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introdução. 5. ed. Rio de Janeiro: LTC, 2002. 589 p.
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Vicente. Aços
e
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tratamentos térmicos, principais tipos. 7. ed., ampl. e rev. São Paulo: ABM, 2002.
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rev. e atual. São Paulo: Edgard Blücher, 2008. 652 p.
COTTRELL, Alan Howard. Introdução à metalurgia. 3. Ed. Lisboa: Fundação
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FERREIRA, José M. G. Carvalho. Tecnologia da fundição. Lisboa: Fundação
Calouste Gulbenkian, 1999. 544 p.
71
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HISTÓRICO.
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Spillere,
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MÜLLER, Arno. Solidificação e análise térmica dos metais. Porto Alegre: Editora
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REED-HILL, Robert E. Princípios de Metalurgia Física. 2ª ed. Rio de Janeiro:
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SOUZA, Sérgio Augusto de. Composição química dos aços. São Paulo: Edgard
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WLODAWER, R. Directional solidification of steel castings. New York: Pergamon
Press Ltd, 1966. 242 p.
72
8 ANEXOS
73
TABELA DE LUVAS
Domada
Modelo
40D
2D
60D
3D
80D
90 D
4D
113D
5D
137D
6D
7D
8D
ǿ Interno
40
50
60
75
80
90
100
113
125
137
150
175
200
ǿ Externo
60
75
86
100
110
119
130
143
160
175
190
215
250
Dimensões
Altura
Módulo
72
1,15
85
1,34
101
1,67
120
2,00
130
2,32
145
2,40
160
2,68
182
3,22
195
3,35
215
3,89
240
4,01
280
4,58
325
5,70
Modelo
3,5x5
4x7
5x8
6x9
7x10
8x11
ǿ Interno
33,5
40
50
60
70
79
ǿ Externo
52
60
70
80
92
102
Altura
57
80
90
107
110
120
ǿ Externo
100
100
130
130
130
160
185
220
240
270
290
345
400
Dimensões
Altura
Módulo
100
1,91
150
2,20
100
2,54
150
2,72
205
2,82
125
3,31
150
3,97
180
4,76
205
5,32
230
6,41
250
6,61
300
7,93
350
9,26
ǿ Estrangulador Area do Estrangulador
20
3,97
25
5,39
8,37
36
12,00
16,15
17,28
42
21,55
55
31,11
56
33,67
65
45,40
76
48,24
62,93
97,47
Dimensões
Módulo
1,07
1,30
1,63
1,97
2,27
2,56
ǿ Estrangulador Area do Estrangulador
15
3,43
17
5,07
22
7,97
25
11,64
30
15,46
35
19,66
Massa Máxima de Contração (kg)
Massa da Luva (kg)
4%
5%
6%
7%
5,50
4,30
2,20
1,65
0,65
8,13
6,10
5,00
4,30
0,90
14,67
11,00
9,20
7,80
1,70
27,60
20,70
17,30
14,80
3,10
33,87
25,40
21,20
18,20
3,90
48,40
36,30
30,30
25,90
5,50
68,67
51,50
42,90
36,80
7,80
85,89
61,84
45,81
34,36
11,50
128,80
96,60
80,50
69,00
14,60
148,58
106,97
79,24
59,43
20,00
226,67
170,00 141,70 121,50
25,80
373,33
280,00 233,30 200,00
42,40
630,00
470,00 346,00 252,00
72,00
Reta
Massa Máxima de Contração (kg)
4%
5%
6%
7%
2,13
1,60
1,30
1,10
4,27
3,20
2,70
2,30
8,80
6,60
5,50
4,70
14,93
11,20
9,40
8,00
21,33
16,00
13,30
11,40
30,53
22,90
19,10
16,40
Massa da Luva (kg)
0,20
0,50
1,00
1,70
2,40
3,50
Aberta
Modelo
3A
3x6
4A
4x6
4x8
5A
6A
7A
8A
9A
10A
12A
14A
ǿ Interno
75
75
100
100
100
125
150
180
204
230
253
300
350
Massa Máxima de Contração (kg)
Massa da Luva (kg)
ǿ Estrangulador Area do Estrangulador
4%
5%
6%
7%
37,5
10,94
23,50
17,20
12,50
9,35
2,60
37,5
14,52
46,13
34,60
28,80
24,70
5,20
50
19,35
48,00
36,00
30,00
26,00
6,20
50
22,20
81,87
61,40
51,20
43,90
9,30
50
23,86
80,00
60,00
51,00
45,00
10,86
62,5
32,87
106,67
80,00
66,70
57,10
12,10
75
47,28
184,27
138,20 115,20
98,70
20,90
90
67,97
318,40
238,80 199,00 170,60
36,20
102
84,91
447,73
335,80 279,80 239,90
50,90
115
123,26
699,47
524,60 437,20 374,70
79,50
126,5
131,08
853,20
639,90 533,20 457,00
96,90
150
188,65
1474,27 1105,70 921,40 789,80
167,50
175
257,24
2341,07 1755,80 1463,10 1254,10
266,00
Oval
Modelo Comprimento Largura
2x1
50/75
25/47
3x1,5
75/100
38/60
4x2
100/126
50/75
5x2,5
125/151
62/78
6x3
150/186
75/111
7x3,5
180/220
90/130
8x4
200/240
100/140
10x5
250/294
125/169
12x6
300/340
150/175
13x4,5
325/375
113/167
16x8
400/450
200/254
14x7
350/390
175/205
Dimensões
Altura
Módulo
75
1,00
100
1,47
123
2,00
150
2,32
175
2,82
200
3,49
250
3,90
275
4,95
295
5,85
295
4,83
350
7,36
350
6,85
Modelo
80
90
100
130
150
180
200
220
240
260
280
300
ǿ Interno
80/110
90/122
100/136
127/171
152/198
178/228
200/260
222/280
240/300
260/320
280/340
300/360
ǿ menor
56
63
70
88
106
125
151
155
170
178
196
210
Dimensões
Altura
Módulo
120
2,05
135
2,30
154
2,57
190
3,24
228
3,89
267
4,56
267
5,79
333
5,68
355
6,14
390
6,63
420
7,16
450
7,98
Modelo
80
90
100
130
150
180
200
220
240
260
280
300
ǿ Interno
80/110
90/122
100/136
127/171
152/198
178/228
200/260
222/280
240/300
260/320
280/340
300/360
ǿ menor
56
63
70
88
106
125
151
155
170
178
196
210
Altura
160
180
204
254
304
356
367
444
475
520
560
600
Massa Máxima de Contração (kg)
Massa da Luva (kg)
ǿ Estrangulador Area do Estrangulador
4%
5%
6%
7%
3,00
6,00
4,50
3,30
2,40
0,70
6,48
17,00
12,50
9,50
5,32
2,00
25x126
12,00
38,80
29,10
24,10
20,80
4,40
30x151
16,15
73,20
54,90
45,80
39,20
8,30
35x111
23,86
104,80
78,60
65,50
56,10
11,90
45x220
36,54
186,27
139,70 116,40
99,80
21,20
50x240
45,63
310,27
232,70 103,90 166,20
35,30
65x294
73,51
390,27
292,70 327,30 280,50
59,50
75x340
102,67
822,67
617,00 514,90 441,40
93,00
50x150
69,99
525,00
378,00 280,00 210,00
70,00
90x180
162,51
1312,50 945,00 700,00 525,00
175,00
90x390
140,77
1330,40 997,80 831,50 752,70
151,20
Neck Down
Massa Máxima de Contração (kg)
Massa da Luva (kg)
ǿ Estrangulador Area do Estrangulador
5%
6%
7%
8%
48
12,61
23,41
17,34
13,01
9,76
4,06
54
15,87
33,34
24,69
18,52
13,89
5,78
60
19,81
46,95
34,78
26,08
19,56
8,14
78
31,49
93,23
69,06
51,79
38,85
16,17
90
45,40
160,47
118,86
89,15
66,86
27,84
108
62,38
258,07
191,16 143,37 107,53
44,77
120
100,57
330,96
245,15 183,86 137,90
57,42
132
96,79
500,04
370,40 277,80 208,35
86,75
144
113,10
624,90
462,89 347,17 260,37
108,41
156
131,87
800,11
592,68 444,51 333,38
138,81
168
153,80
1003,83 743,58 557,69 418,26
174,15
184
191,04
1234,64 914,55 685,91 514,43
214,19
Neck Down H =2D
Dimensões
Módulo
2,13
2,40
2,68
3,39
4,05
4,74
5,11
5,92
6,36
6,96
7,46
7,99
ǿ Estrangulador Area do Estrangulador
48
13,63
54
17,32
60
21,53
78
34,40
90
49,27
108
67,42
120
78,39
132
105,09
144
121,31
156
145,38
168
166,96
184
191,66
Massa Máxima de Contração (kg)
Massa da Luva (kg)
5%
6%
7%
8%
40,56
30,04
22,53
16,90
7,04
57,86
42,86
32,15
24,11
10,04
80,43
59,58
44,68
33,51
13,95
161,82
119,87
89,90
67,42
28,07
278,02
205,94 154,46 115,84
48,23
447,03
331,13 248,35 186,26
77,55
598,83
443,57 332,68 249,51
103,89
866,44
641,81 481,36 361,02
150,32
1087,70 805,70 604,28 453,21
188,70
1388,75 1028,70 771,53 578,64
240,93
1738,86 1288,04 966,03 724,52
301,67
2138,70 1584,22 1188,17 891,12
371,04