Corrosão

Hoje em dia, a proteção anticorrosiva de zinco (Zn) em tubulações de ferro fundido nodular cobertas por terra pode ser substituída com grande sucesso por um revestimento com base em uma liga de zinco com 15% de alumínio, de acordo com os estudos de M. Mischo[28]. A camada de cobertura consiste em uma resina epóxi, como a já utilizada.

Resistência ao desgaste

P. R. Gangasani e R. O. Rourke[29] examinaram os valores característicos da fricção e do desgaste de peças temperadas de ferro fundido nodular produzidas por fundição contínua, assim como de fundidos de aço, sob condições de deslizamento a seco.

Pelos resultados obtidos, concluiu-se que as taxas de desgaste do ferro fundido nodular temperado são menores do que do aço temperado e revenido. O menor coeficiente de fricção médio do ferro fundido nodular ocorreu com uma dureza de RC 25.

O ferro fundido nodular austemperado (ADI)

F. Zanardi[30] elaborou um relatório sobre o aperfeiçoamento do ferro fundido nodular austemperado e do ferro fundido nodular isotérmico perlítico-ferrítico não ligado (IDI), que foram desenvolvidos e patenteados na fundição Zanardi Fonderie, da Itália.

O tratamento térmico consiste em um aquecimento acima da temperatura eutetoide, seguido de um resfriamento controlado para a formação de perlita.A estrutura desejada é ajustada em seguida, por meio de um tratamento isotérmico acima do ponto de transformação martensítica. Esta estrutura é chamada de perferrita.

A perferrita consiste em perlita e ferrita, mas as lamelas de perlita ficam dispostas de modo muito irregular na ferrita. As propriedades estáticas e dinâmicas do ferro fundido nodular isotérmico perlítico-ferrítico não ligado estão entre aquelas do ferro fundido nodular austemperado e do ferro fundido nodular de baixa liga, sem tratamento térmico (tabela 1).

Os valores da tenacidade ao impacto do IDI também estão entre aqueles do ADI e do ferro fundido nodular perlítico (figura 10).

 

Fig. 11 – Alteração das propriedades mecânicas em função da ausferrita na estrutura[33]

Estudos complementares compararam os valores da resistência mecânica e da resistência à fadiga por flexão rotativa sem e com entalhe do ferro fundido nodular isotérmico perlítico-ferrítico, do ferro fundido nodular austemperado, do ferro fundido nodular e do aço beneficiado. Este é um trabalho recomendável, que traz novos conhecimentos de uma fundição cuja produção anual é de 10.000 toneladas de ferro fundido nodular austemperado.

C. T. Sonsino e M. Streicher [31] realizaram ensaios visando à otimização de componentes de segurança produzidos em ferro fundido nodular, para veículos utilitários. Os exames da estabilidade operacional foram realizados em barras da suspensão e pivôs produzidos com os ferros fundidos nodulares EN-GJS-400-15 e EN-GJS-800-8, para trens de rodagem.

A variante de ferro fundido nodular austemperado apresentou uma resistência à fadiga claramente maior do que o ferro fundido nodular ferrítico. O aumento substancialmente maior da resistência à fadiga e da vida útil do ferro fundido nodular austemperado, em relação ao ferro fundido nodular ferrítico sob cargas operacionais variáveis, é atribuído a um endurecimento acentuado, aparentemente causado por uma transformação da estrutura, em função de plastificações locais.

Na aplicação de sobrecargas operacionais, as barras da suspensão e os pivôs de pressão de ferro fundido nodular austemperado apoiados em borracha mostraram um comportamento superior, mesmo com uma pré-deformação de 0,02% sob solicitação repentina. Para alcançar a vida útil exigida, foi necessário aumentar a deformabilidade das barras da suspensão, com a colocação de ranhuras longitudinais e uma redução de peso de 15%.

Apesar de não serem fabricadas barras da suspensão em ferro fundido nodular austemperado, em virtude dos custos maiores e do número reduzido de peças, os conhecimentos conquistados proporcionaram o desenvolvimento econômico de barras de direção de quatro pontos no mesmo material.

M. F. Hafiz[32] examinou a tenacidade ao impacto e a tenacidade à ruptura de três diferentes tipos de ferro fundido nodular austemperado, que foram submetidos a um tratamento térmico nas temperaturas de 320°C, 360°C e 400°C, após uma austenitização a 910°C.

Os melhores valores para a tenacidade na iniciação da trinca foram alcançados com a temperatura de 360°C, enquanto a energia necessária para a propagação da trinca foi maior a 320°C.

O estudo de A. Basso e outros[33], que foi efetuado no ferro fundido austemperado com estruturas dupla e ferrítica, resultou na correlação entre as propriedades mecânicas e a proporção de ausferrita (figura 11).

V. Kilici e M. Erdogan [34] examinaram o comportamento à ruptura do ADI com diferentes proporções de ferrita e ausferrita, sob esforço de tração. Eles analisaram particularmente o comportamento elástico e plástico da estrutura. As imagens da estrutura podem ser utilizadas como exemplo para diferentes mecanismos de ruptura.

A capacidade de amortecimento do ADI é fortemente aumentada com um tratamento em temperaturas negativas. Ch.-Y. Kang e outros [35] constataram que a transformação da austenita resulta na formação de martensita, cuja porcentagem volumétrica aumenta rapidamente até 5%. A capacidade de amortecimento aumenta fortemente com um tempo de permanência de até 30 min em temperaturas negativas. Em seguida, o crescimento se torna mais lento.

O ferro fundido vermicular

M. König e M. Wessen[36] examinaram a influência do magnésio, do silício e de vários outros elementos de liga sobre a estrutura e as propriedades de resistência do ferro fundido vermicular, sob diferentes condições de resfriamento.

A influência positiva (e já conhecida do magnésio) foi confirmada. O silício e o cobre aumentaram um pouco a quantidade de nódulos, que por sua vez foi levemente reduzida na presença de estanho (Sn).

A magnitude da recalescência eutética foi uma característica qualitativa para a comparação da formação da grafita nodular. O cobre, o estanho, o manganês e o cromo aumentaram a proporção de perlita, de modo análogo aos ferros fundidos cinzento e nodular, enquanto o silício favoreceu a formação de ferrita.

As maiores velocidades de resfriamento nem sempre aumentaram o teor de perlita. Com um resfriamento muito lento, observou-se a formação de uma grafita muito grossa, com um teor elevado de perlita. A ferrita aumentou com uma baixa proporção de nódulos.

Banho fundido e teste do material

A análise térmica é um excelente recurso para se otimizar e controlar a fabricação do ferro fundido nodular.

J . Torrance, C. Misterek e V. Popovski[37] queriam confirmar os resultados de seus próprios estudos sobre a correlação dos dados da curva de resfriamento com os parâmetros de fusão, tratamento, inoculação e solidificação. Nas quatro fundições examinadas, foi realizada uma inoculação com Ca-FeSi 75. Em todas elas, houve uma queda da temperatura de sub-resfriamento nos primeiro 5 min. Durante este tempo, a recalescência diminuiu nas fundições que efetuaram o vazamento manualmente, tendo aumentado nos moldes com divisão vertical, resultando na penetração do metal.

O fator de grafitização, que é responsável pela formação da chupagem, também diminuiu nos moldes com divisão vertical e nas caixas de moldagem sem aquecimento, podendo provocar a formação de chupagem.

A relação magnésio/enxofre exerce uma influência decisiva sobre a morfologia da grafita. O. Elmabrouk e outros[38] obtiveram a correlação entre a recalescência e a razão Mg/S, a partir da análise das curvas de resfriamento (figura 12).

Um valor positivo do sub-resfriamento na análise térmica indica a formação de grafita lamelar. Um valor

Fig. 12 – Influência da razão magnésio/enxofre sobre a recalescência das curvas de resfriamento de ferros fundidos com diferentes formações de grafita[38]

negativo (de -4,5°C a -5,3°C), por outro lado, é necessário para a recalescência e a ocorrência de grafita vermicular.

Também foi possível confirmar a influência da velocidade de resfriamento sobre a formação da grafita vermicular. A grafita vermicular foi formada nas seções transversais mais grossas, com espessuras de parede de 20 a 40 mm, enquanto a grafita nodular foi formada nas peças mais finas, com 5 mm de espessura.

A ocorrência de grafita chunky durante a solidificação de peças de grande porte produzidas em ferro fundido nodular foi observada por J. Sertucha[39], por meio da análise térmica. Ele constatou que a solidificação sempre começa em temperaturas abaixo do eutético estável. Por este motivo, é sugerida a seguinte sequência de solidificação:

  1. nucleação da grafita no banho fundido
  2. começo da reação eutética, que continua com o crescimento de dendritas parecidas com austenita, as quais envolvem os nódulos de grafita
  3. parte principal da reação eutética, em dependência da nucleação, seguida do crescimento das células de grafita chunky e de nódulos de grafita secundários, que formam as células eutéticas de grafita nodular

A maior recalescência durante a transformação eutética ocorreu primeiro nos blocos com grafita chunky, diminuindo em seguida com uma solidificação progressiva. A figura 13 mostra a correlação entre a recalescência máxima e a solidificação eutética, para a ocorrência de grafita chunky.

Cada vez mais os compradores de fundidos exigem peças 100% sem defeitos, particularmente a indústria automobilística. Para um controle completo da nodularidade no caso do ferro fundido nodular, é possível utilizar o processo de ressonância combinado com a determinação da velocidade do som, segundo R. W. Bono[40].

A espectroscopia ultrassônica de ressonância tornou-se norma internacional ASTM Standard E2001-08, sendo geralmente denominada R AM-N DT (de resonant acoustic method non-destructive test ou método acústico ressonante não destrutivo).

O autor descreve as possibilidades deste processo e a sua aplicação completamente automática nas fundições. Uma comparação da velocidade do som (5.600 a 5.280 m/s) e da frequência de ressonância (4431 a 4156 Hz), com uma proporção de grafita nodular de 95% a 20% em 30 peças fundidas, comprova a segurança desta técnica.

Fig. 13 – Relação entre a recalescência máxima ( Δ Tmáx) e a temperatura eutética (Ter)[39]

No processo de ressonância acústica, a determinação da velocidade do som depende da espessura de parede, enquanto a introdução de energia provoca um sinal acústico na peça fundida. O espectro do som emitido é registrado e avaliado sem contato, com o uso de um microfone. Neste caso, é possível determinar falhas internas, assim como a formação dos nódulos, de modo quantitativo.

Uma montadora alemã de automóveis introduziu o sistema Capa-Cam, com o objetivo de inspecionar as superfícies dos fundidos. Esta técnica consiste em um sistema industrial de processamento de imagens.

De acordo com P. Stiefenhöfer [41], este sistema completamente automatizado permite a inspeção visual de peças fundidas em diferentes superfícies, possibilitando o controle da sua qualidade. Ele se destaca por apresentar tempos curtos de controle e altas resoluções de imagem, sendo apropriado para diversas geometrias.

A tomografia computadorizada industrial ganhou grande importância na indústria de fundição nos últimos anos. F. Mnich e I. Hagner [42] descreveram as suas experiências práticas com o uso de exemplos de numerosas aplicações da tomografia computadorizada na produção seriada.

A. Flisch e outros[43], por sua vez, fornecem uma visão geral sobre o estado atual desta técnica e apresentam novos desenvolvimentos, especialmente sobre a determinação rápida do volume 3D e a análise de defeitos em peças fundidas.

Na bibliografia 44, D. Neuber apresenta novos desenvolvimentos feitos na empresa GE Sensing & Inspection Technologies (Alemanha), com um largo espectro de tomografias computadorizadas feitas em amostras com até 100 kg e 800 mm de diâmetro. Com isso, é possível registrar, analisar e medir peças fundidas maiores, de modo completamente tridimensional.

Conforme os estudos de B. Harrer e outros [45], a tomografia computadorizada industrial de tubo de raios X microfocal tornou possível detectar heterogeneidades, como precipitações

de grafita e chupagens no ferro fundido, assim como trincas no ferro fundido e no aço. Além disso, a distribuição espacial de partículas de grafita maiores do que 30 mm no ferro fundido nodular pode ser quantificada e a sua acumulação bidimensional pode ser apresentada em 3D. Desta forma, é possível reconhecer microtrincas e superfícies de ruptura, que permitem conclusões sobre a propagação das trincas.

Técnicas de fabricação

Processo

Atualmente, os blocos de motor de ferro fundido vermicular estão sendo utilizados em mais de dezesseis veículos de oito fabricantes, de acordo com informações de P. Scarber jun., H. Littleton e A. Druschitz[46], já que o anel de vedação apresenta uma maior durabilidade neste caso, devido à sua menor deformação.

Na fabricação convencional, tem-se o perigo da formação de uma margem delgada de grafita lamelar nas superfícies externas, a qual pode ser evitada com a utilização do processo de fundição full mold (ou molde cheio), com uma cobertura cerâmica fina.

Um estudo preliminar feito na Universidade de Alabama (Estados Unidos) revelou que estas suposições também puderam ser confirmadas em uma fundição. Nenhuma das seções transversais do bloco de motor apresentou qualquer grafita lamelar. Os estudos comprovaram também que é possível utilizar uma espuma mais econômica, o poliestireno expandido (EPS).

Tratamento térmico

Em peças fundidas com paredes grossas de ferro fundido nodular, tem-se uma pré-transformação da austenita, em virtude da velocidade de resfriamento reduzida até o tratamento térmico isotérmico. Desta maneira, pode ocorrer não apenas a formação de uma estrutura bainítica, em função das velocidades de resfriamento nas diferentes espessuras de parede, mas também a formação de uma estrutura mista austenítica-ferrítica e perlítica, com ilhas de martensita.

O. Mouquet[47] examinou a influência da temperatura e do tempo de austenitização (920°C a 805°C, de 2 a 6 min) e da velocidade de resfriamento nos intervalos da temperatura de austenitização (até 650°C e até 385°C) sobre a transformação da estrutura, com o auxílio de micrografias e medições feitas via dilatômetro (figura 14).

A quantidade de austenita transformada isotermicamente a 385°C em uma estrutura austenítica-errítica diminuiu com a temperatura e o tempo de austenitização, assim como com a redução da velocidade de resfriamento, o que se dá no centro da peça, que tem espessuras de parede maiores, por exemplo. Deste modo, quando o tempo de espera isotérmico não é encurtado, é posssível que ocorra a formação indesejada de ilhas de perlita e martensita, com a redução da resistência e da tenacidade.

Soldagem

Na bibliografia 48, T. Löhken apresenta um relatório detalhado sobre o aperfeiçoamento do processo de soldagem seriado, para autopeças produzidas em ferro fundido nodular.

Neste trabalho, foi examinada a influência das falhas introduzidas deliberadamente (falhas de geometria ou de manuseio) sobre a resistência à fadiga por esforços alternados e sobre a resistência do componente, durante as soldas por fricção e Magnetarc.

Usinagem

Segundo R. Voigt, R. Torieli e P. Cohen[49], os compradores de fundidos norte-americanos reclamam sobre as propriedades não homogêneas das peças de seus fornecedores, que exigem tolerâncias dimensionais mais estreitas para a usinagem.

As dimensões diferentes das peças de diversas fundições e de série para série resultam em tempos de vida útil muito variáveis das ferramentas de corte. Como não existem padrões de validade geral para as variações dimensionais admissíveis dos fundidos, nos Estados Unidos as fundições e seus clientes estabeleceram padrões próprios.

De acordo com os resultados de um estudo a respeito do sobremetal de usinagem e das tolerâncias dimensionais usuais, em peças de ferro fundido nodular os autores recomendam a aplicação da norma ISO 8062 (de 1994), na qual as tolerâncias dimensionais e os sobremetais de usinagem são padronizados em função do processo de fabricação, das dimensões da peça e da classe de tolerância. B. Schramm e P. Pfeiffer[50] examinaram a usinagem difícil de materiais de ferro fundido com diamante policristalino. Com a utilização de uma espécie de grão grosso, em conjunto com o resfriamento por dióxido de carbono, tem-se um comportamento otimizado da vida útil do ferro fundido vermicular, com aumentos consideráveis da produtividade.

H. M. Ortner e U. Reuter[51] examinaram os motivos que resultam em uma usinabilidade mais difícil do ferro fundido vermicular, em comparação com o ferro fundido cinzento. Eles atribuem isso à ocorrência de uma camada de sulfeto de manganês (MnS) na superfície da ferramenta durante a usinagem do ferro fundido cinzento, a qual reduz o seu desgaste. No caso do ferro fundido vermicular, por outro lado, esta camada não é formada por motivos metalúrgicos.

Com vistas a se obter os mesmos resultados de usinagem, a velocidade de corte foi reduzida e a pastilha individual de nitreto de boro foi substituída por várias pastilhas de carboneto. Desta maneira, foi possível obter os mesmos resultados de usinagem no ferro fundido vermicular e no ferro fundido cinzento.

Na bibliografia 52, E. Abele, P. Pfeiffer e M. Sieber relatam um estudo sobre a usinabilidade do ferro fundido vermicular com ferramentas de diamante, sob a utilização de estratégias inovadoras de resfriamento em um centro de torneamento. A utilização de neve de dióxido de carbono

Fig. 14 – Diagrama TTT (temperatura-tempo-transformação) com resfriamento contínuo e diferentes curvas de resfriamento[47]. A) Cinética de resfriamento convencional; b) e c) cinética de resfriamento entre convencional e lenta; d) cinética de resfriamento lenta.

foi a melhor opção para a vida útil, proporcionando inclusive uma grande segurança do processo.

O ferro fundido nodular austemperado se comportou ao contrário de muitos materiais, nos quais a redução da profundidade de corte melhora a usinabilidade. Nos estudos de B. Avishan, S. Yazdani e V. D. Jalali[53], uma profundidade de corte de 0,5 mm resultou em uma melhor usinabilidade, enquanto uma profundidade de corte de 0,1 mm foi a que apresentou os piores resultados.

Resistência ao desgaste

Segundo os resultados dos estudos de H. R. Abedi e outros[54] , a quantidade de nódulos de grafita exerce uma influência decisiva sobre o desgaste por deslizamento no ferro fundido nodular ferrítico-perlítico. Com uma quantidade maior de nódulos, o desgaste foi menor com uma baixa solicitação, em comparação com uma quantidade menor de nódulos. O comportamento ao desgaste foi inverso, no caso de uma solicitação alta.

P. R. Gangasani e R. O. Rourke[55] examinaram os valores característicos de fricção e de desgaste de ferros fundidos nodulares produzidos por fundição contínua e temperados, e do aço sob condições de deslizamento a seco. Pelos resultados obtidos, concluiu-se que as taxas de desgaste do ferro fundido nodular temperado são menores do que aquelas do aço temperado e revenido. O menor coeficiente de fricção médio do ferro fundido nodular ocorreu com uma dureza de RC 25.

Adições de manganês de 1% e 2% no ferro fundido nodular austemperado em moldes permanentes melhoraram a resistência contra o comportamento à abrasão e à erosão, de acordo com K. N. Murthy, P. Sampathkumaran e S. Seetharau[56]. Um desgaste maior foi observado com a adição de 3% de manganês (% em massa).

Em seus estudos sobre a influência da composição química e da

velocidade de solidificação sobre o desgaste abrasivo e a resistência ao impacto do ferro fundido nodular austemperado com diferentes teores de carboneto, S. Laino, J. A. Sikora e R. C. Dommarco[57] encontraram uma correlação coerente entre a velocidade de solidificação, a microestrutura e as propriedades mecânicas, além das influências que elas exercem sob diferentes condições de utilização.

Segundo apresentado no trabalho de T. Slatter, R. Lewis e M. Broda[58], a profundidade de endurecimento é decisiva na têmpera por indução, no caso do ferro fundido vermicular utilizado na produção de cabeçotes de cilindro. Profundidades de têmpera de 2 mm resultaram em um comportamento ao desgaste por impacto mais favorável, em comparação com profundidades de 3 mm.

Comparações com cabeçotes de cilindro de alumínio e ferro fundido cinzento temperado a laser comprovaram a vantagem da têmpera por indução.

Com uma profundidade de têmpera de 2 mm, o desgaste ficou aproximadamente 20% menor do que no alumínio e aproximadamente igual ao da têmpera a laser (figura 15).

S. Kim e outros[59] examinaram as propriedades mecânicas, o comportamento ao desgaste e as propriedades a altas temperaturas do ferro fundido vermicular. Neste caso, a resistência aumentou com a quantidade de nódulos e o teor de perlita, mas apresentou uma queda em temperaturas elevadas, com a mesma quantidade de nódulos e o mesmo teor de perlita.

O desgaste aumentou em todas as temperaturas com uma quantidade de nódulos e um teor de perlita crescente, mas caiu com o aumento da temperatura e a mesma quantidade de nódulos e perlita.

Técnica de aplicação

C. van Eldijk[60] elaborou um relatório sobre os trabalhos de pesquisa e desenvolvimento referentes ao ferro fundido nodular com paredes finas, os quais foram promovidos pela União Europeia e o estado holandês.

Hoje em dia, é possível fabricar peças fundidas com paredes finas (com 4 a 2 mm), que apresentam uma contagem de nódulos de 700 a 1.000/mm2. A resistência à fadiga é maior do que nas espessuras de parede mais grossas, enquanto a energia de impacto fica levemente menor. No entanto, o ponto de transformação é deslocado para temperaturas mais baixas.

E. Fras, M. Gorny e H. F. Lopez[61] também tentaram substituir (com sucesso) as autopeças de alumínio fundido por componentes de ferro fundido nodular com espessura de parede fina e estrutura ferrítica-perlítica ou ausferrítica.

As comparações baseadas em exemplos de diversas peças fundidas mostram que aquelas com paredes finas e parcialmente reprojetadas de ferro fundido nodular, com maiores resistências e uma relação mais favorável de resistência/peso, podem ser fabricadas de modo mais econômico do que as peças de alumínio fundido (tabela 2).

Na bibliografia 62, R. Marquard, T. Seidl e F. Koch apresentam toda a gama de motores industriais da MAN, entre os quais motores de alta

Fig. 15 – Relação entre o diâmetro de desgaste médio e a quantidade e impactos[58]

velocidade, com faixa de potência de 75 a 1.140 kW, e motores diesel de grande porte, de dois e quatro tempos, com potência de 450 a 97.300 kW. Os exemplos apresentados mostram as possibilidades dos métodos CAE e das técnicas de medição aplicadas durante a construção de motores, além de explicar a utilização de dados tridimensionais para os cálculos do projeto.

Com o aumento da potência dos motores a combustão modernos, também aumenta a solicitação térmica dos materiais utilizados. S. Obermaier e outros [63] relataram o desenvolvimento de um novo material, o SiMo1000, que consiste em um ferro fundido nodular da empresa Georg Fischer Automotive. Ele é indicado para aplicações a altas temperaturas, como coletores de exaustão e carcaças de turbinas.

Após um trabalho de vários anos com o auxílio da simulação numérica, foi possível resolver o problema de otimização de vários critérios para o uso do novo material. O trabalho em parceria com o cliente possibilitou a introdução deste material em um curto prazo de tempo. Este é um bom exemplo da descoberta de novos nichos de mercado para aplicação do ferro fundido.

Coroas dentadas e seus segmentos, que anteriormente eram fabricados em aço fundido, agora são produzidas em ferro fundido nodular ligado, por motivos de custo. I. Lee[64] realizou ensaios abrangentes para determinar os critérios da liga e do tratamento térmico para o ajuste da dureza superficial desejada (de 300 a 320 HB) nos flancos dos dentes de coroas dentadas com até 12,2 m de diâmetro. Ele encontrou uma correlação reproduzível entre a temperatura de austenitização, o tempo de austenitização, o modo de solidificação e o teor de ligas (tabela 3).

Shea Gibbs[65] apresenta uma descrição detalhada do reprojeto de um componente soldado para uma peça de ferro fundido nodular austemperado, com vida útil tripla e economia de peso de 30%, a qual é utilizada em um aparelho de tração de tratores, para o acoplamento de equipamentos agrícolas.

Segundo os estudos de S. Han e outros[66], é possível fabricar eixos de manivela para motores diesel altamente solicitados (até 5.000 HP) em ferro fundido nodular e aço forjado, utilizando a fundição composta. Neste caso, os braços da manivela são fabricados em ferro fundido nodular e os pinos em aço forjado.

G. H. Liu e S. H. Wang[67] discutiram a possibilidade da aplicação de eixos de manivela de ferro fundido nodular austemperado em motores diesel sobrealimentados, com quatro cilindros.

O ferro fundido vermicular

F. Grunow, W. Görtz e R. Weber [68] descrevem o ferro fundido vermicular como um material entre o ferro fundido cinzento e o alumínio, sendo indicado para a produção de blocos de motor de veículos de passeio.

O ferro fundido vermicular está bem estabelecido como um material para motores diesel em V, os quais são altamente solicitados. A sua primeira aplicação em base mundial foi em um bloco para motores a gasolina da Audi.


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