Fundamentos

Em 2009, a produção total de peças confeccionadas em ferro fundido, aço fundido e ferro fundido maleável foi fortemente afetada na Alemanha pela crise econômica, tendo caído 32,1% em relação ao ano anterior, ficando em aproximadamente 3,2 milhões de toneladas.

A produção de ferro fundido nodular foi até mais afetada, sendo registrada uma queda de cerca de 34% [1].

A diminuição da produção de ferro fundido nodular em 2009 para a construção de máquinas e veículos alcançou 26,6% e 45,1% em relação a 2008, respectivamente.

Com um volume de pedidos de 1,3 milhão de toneladas para 2009, o ferro fundido nodular apresentou uma retração de 30,6%, o que correspondeu aproximadamente à mesma queda de 30% para o número de pedidos de todas as fundições produtoras de ferro fundido, aço fundido e ferro fundido maleável.

Um vislumbre de esperança apareceu no primeiro semestre, com o aumento do volume de pedidos de 24% a 60% por parte da indústria automotiva. Aparentemente, o auge da crise passou.

Fig. 1 - A produção de ferro fundido nodular apresentou uma recuperação em 2010, após a crise econômica mundial deflagrada em 2008

Fig. 2 – Mecanismo de formação dos nódulos de grafita[2]. A) Banho fundido com filme duplo e diferentes impurezas ou estágio preliminar dos germes de grafita; b) separação do filme duplo rico em silício, em razão da adição de magnésio; c) subsistência de germes adicionais, devido à inoculação; d) origem da grafita por meio do envolvimento completo dos germes existentes; e) outro crescimento dos nódulos de grafita.

Metalurgia

Na bibliografia 2, J. Campbell discute a formação de diferentes formas de grafita no ferro fundido. Depois de uma avaliação profunda dos trabalhos de pesquisa disponíveis na literatura, ele atribuiu a ocorrência das diferentes formas de grafita à existência de películas oxidadas duplas no banho fundido.

Além da grafita lamelar, ele trata particularmente do mecanismo de ocorrência da grafita nodular e também de outros subtipos, como a grafita vermicular, a grafita do tipo coral, os nódulos deformados, a grafita explodida e a grafita chunky, cuja formação ele explica com teorias plausíveis. Para o surgimento dos nódulos de grafita,J. Campbell apresenta o esquema apresentado na figura 2.

Um pré-requisito para a formação dos nódulos de grafita de boa qualidade é a existência de uma fase austenítica envolvente e, consequentemente, limitante.

Para a fabricação de peças fundidas isentas de chupagem em peças com paredes grossas, o fundidor procura obter uma composição eutética do banho com carbono equivalente de aproximadamente 4,3%. No entanto, nos estudos apresentados no trabalho de R. Sillen[3], as curvas de resfriamento mostram uma faixa de oscilação de 4,1% a 4,6% para o carbono equivalente, em função da formação da estrutura e da velocidade de resfriamento, mesmo com uma composição química eutética.

Segundo R. Sillen, para a determinação da temperatura eutética real e exata, faz-se necessário utilizar instrumentos eletrônicos muito precisos e software, assim como acontece na determinação da temperatura de solidificação (cinzenta) real. Com o auxílio do carbono equivalente ativo (Acel), o qual é obtido por meio da curva de resfriamento, é possível encontrar a composição correta, com uma precisão do carbono equivalente de ±0,01%.

O silício (Si) exerce uma influência muito grande sobre a tendência ao coquilhamento, particularmente no caso do ferro fundido nodular. E. Fras, J. A. Sikora e M. Gorny[4] determinaram o mecanismo de ação de 2,7% a 4,4% de silício em massa, sobre a tendência ao coquilhamento em placas com 1,5 a 6 mm de espessura.

A partir dos resultados deste estudo, eles desenvolveram uma fórmula com cujo auxílio é possível calcular a tendência ao coquilhamento com boa precisão, considerando-se a espessura de parede e o teor de silício, em função da quantidade crítica de nódulos.

C. Samuel e S. Viswanathan [5] determinaram a cinética de transformação e as reações ferritaerlita em peças de ferro fundido nodular, as quais

Fig. 3 – Influência crescente do teor residual de magnésio e da espessura de parede sobre a formação de grafita nodular no ferro fundido vermicular[9]

foram austenitizadas a 900°C e resfriadas com velocidades constantes entre 2 e 2000 °C/min. As temperaturas de transformação e a relação ferrita-perlita na estrutura foram determinadas com o auxílio de um dilatômetro.

A concordância entre os resultados do dilatômetro e da estrutura foi excelente. Com base neles, foi possível estabelecer diagramas de transformação para o resfriamento constante. Os dados também foram utilizados para a previsão da relação ferrita-perlita na simulação da peça fundida.

Os processos de fusão e tratamento

Materiais de carga e fusão

W. Bauer[6] relatou estudos abrangentes do Instituto Austríaco de Fundição e de diversas fundições, a respeito da influência de até 100 ppm de boro (B) sobre a estrutura e as propriedades dos ferros fundidos cinzento e nodular.

O boro é um formador de ferrita indesejado no ferro fundido nodular predominantemente perlítico. Como não é possível removê-lo do banho fundido ou neutralizá-lo, ele deve ser afastado na preparação da carga, por meio do controle cuidadoso dos materiais de carga. As medidas mencionadas na literatura para a neutralização do boro via formadores de nitreto mais fortes não foram confirmadas nos ensaios, tendo em vista que apenas baixos teores de silício protegeram o boro da oxidação durante a fusão.

O ferro base para a fabricação do ferro fundido nodular mantido no estado líquido no forno a indução por um tempo prolongado (também conhecido como “ferro de segunda-feira”), possui geralmente um baixo teor de germes, que pode resultar em uma quantidade reduzida de nódulos e em um coquilhamento elevado.

M. Popescu, R. Zavadil e M. Sahoo[7] completaram os seus estudos sobre a influência de diversas adições siliciosas no forno sobre o estado de nucleação do “ferro de segunda-feira”, antes do tratamento com magnésio (Mg). A adição de 0,3% de carbeto de silício

Fig. 4 – Influência do tempo de manutenção sobre o teor residual do magnésio, em dependência do método de tratamento[9]

(SiC) foi a que exerceu a maior influência, com aproximadamente o dobro da quantidade de nódulos, enquanto 0,1% de grafita cristalina não exerceu quase nenhuma influência.

Baixos teores residuais de alumínio (0,005% a 0,05% em massa) no ferro fundido nodular hipoeutético melhoraram os parâmetros de solidificação, de acordo com os resultados do estudo de M. Chisamera[8]. A composição hipoeutética foi escolhida, tendo em vista que um banho fundido deste tipo apresenta tendência ao sub-resfriamento.

Após a adição de alumínio, tem-se um aumento da temperatura eutética e uma redução do subresfriamento, o que se reverte em uma temperatura mais alta. Com até 0,02% de alumínio residual em massa, não houve a ocorrência de pinholes nas peças fundidas.

A adição de alumínio, em conjunto com um agente de inoculação, foi o método mais eficiente encontrado, seguido da adição na preparação da carga. A adição de MgFeSi junto com a liga de tratamento mostrou-se menos eficiente.

Em um trabalho que contou com a participação de equipes coreanas e canadenses, S. Kim, S. L. Cockcroft e A. M. Omran[9] realizaram ensaios para a produção otimizada de um ferro fundido vermicular (CGI) usando blocos escalonados, com 10, 30 e 50 mm de espessura.

A figura 3 mostra a influência de teores crescentes de magnésio sobre a formação da grafita nodular em diferentes espessuras de parede. A fórmula estabelecida nesta base é calculada da seguinte maneira:

Nodularidade (%) = 3091,4 (% Mg em massa) + 50 (% Mg em massa) (x – 30) - 9,5, para teores de magnésio entre 0 e 0,03%

Onde:

x: espessura de parede da amostra

A composição química otimizada do carbono equivalente é a seguinte: carbono equivalente (CE) 4,2% a 4,5%, carbono (C) 3,3% a 3,7%, silício 2,1% a 2,7%, cobre (Cu) 0 a 0,6% e o restante de magnésio: 0,008% a 0,015% (todas as indicações em porcentagens em massa).

Fig. 5 – Influência do antimônio da razão Sb/Ce, sobre a formação da grafita chunky [10]

O efeito de desvanecimento do magnésio durante a permanência no banho fundido foi registrado para tempos de permanência entre 1 e 7 min, em temperaturas entre 1350°C e 1450oC.

Neste caso, também foi estabelecida uma fórmula:

Teor de magnésio residual (%) = -0,0004 t2 + 0,0004 t + 0,0179

Onde:

t = 0 a 7 min

Um fato interessante a se ressaltar é a diferente influência do método de tratamento entre os processos sanduíche e por injeção, conforme a figura 4.

Também foram estabelecidas a influência de teores de cobre de até 1% em massa sobre o teor de perlita e a influência do magnésio residual sobre a resistência e a dureza.

Defeitos de fundição

A eliminação da grafita chunky em peças fundidas com paredes grossas de ferro fundido nodular requer um grande cuidado na seleção dos componentes da carga, particularmente dos elementos residuais, assim como no controle da velocidade de solidificação.

P. Larranaga e outros[10] examinaram a influência do antimônio (Sb) e do Cério (Ce) sobre a formação da grafita chunky durante a solidificação de blocos de ferro fundido nodular, com composição próxima à do eutético e comprimento lateral de 300 mm. Foram fundidos até quatro blocos, com o objetivo de simular a solidificação de peças fundidas grandes.

O antimônio impede a formação da grafita chunky de modo acentuado, sendo que a relação de antimônio/cério deve alcançar pelo menos 0,8 (figura 5).

De acordo com os resultados da análise térmica, a solidificação começa com a precipitação dos nódulos de grafita primária, a qual é seguida pelo crescimento simultâneo da austenita ao redor dos nódulos. A grafita chunky ocorre quando a reação eutética demora um tempo maior, sendo caracterizada por um tempo de recalescência prolongado durante toda a transformação eutética.

O aumento da grafita chunky com um sub-resfriamento crescente, o qual foi constatado por outros pesquisadores, não foi observado neste caso. Por outro lado, foi confirmado que óxidos e compostos na área da grafita chunky apresentam composições diferentes do que aquelas encontradas nas áreas sem este tipo de grafita. Isso quer dizer que é necessário considerar a nucleação e o crescimento de óxidos e compostos de magnésio, cério ou de outros aditivos ou elementos residuais, para o entendimento correto da ocorrência da grafita chunky.

M. Gagne e C. Labreque[11] apresentaram um resumo instrutivo sobre a influência dos defeitos na estrutura de peças de grande porte produzidas em ferro fundido nodular, com espessura de parede grossa. Eles discutem as deteriorações da qualidade pela grafita chunky, drosses e fragilidades das estruturas intercelulares, dando recomendações para evitar os defeitos da microestrutura. Extratos deste trabalho foram relatados por H. Rödter e M. Gagne[12].

A influência dos metais de terras raras (lantânio e cério) sobre a porosidade de contração em peças de Ambos os elementos aumentaram a quantidade de nódulos de grafita, especialmente nas paredes mais finas (abaixo de 6 mm). Os acréscimos de lantânio (0,004% e 0,007% em massa) resultaram em uma melhor distribuição dos nódulos, com muitos nódulos pequenos e baixa porosidade. O cério, por sua vez, anulou esta influência.

Defeitos superficiais em peças fundidas podem ter as mais diversas causas. M. Schrod e H.J. Wojtas[14] descreveram estes defeitos em um trabalho, que também apresentou os princípios para evitá-los,ferro fundido nodular com paredes finas (2 a 10 mm) foi o objeto dos estudos de K. M. Pedersen e N. S. Tiedje[13]. Ambos os elementos aumentaram a quantidade de nódulos de grafita, especialmente nas paredes mais finas (abaixo de 6 mm). Os acréscimos de lantânio (0,004% e 0,007% em massa) resultaram em uma melhor distribuição dos nódulos, com muitos nódulos pequenos e baixa porosidade. O cério, por sua vez, anulou esta influência. Defeitos superficiais em peças fundidas podem ter as mais diversas causas. M. Schrod e H.J. Wojtas[14] descreveram estes defeitos em um trabalho, que também apresentou os princípios para evitá-los, particularmente no caso do ferro fundido nodular.

A prioridade do trabalho em questão reside no combate à penetração. Nele são apresentadas as recomendações das etapas do processo de fundição, metalurgia, canais de alimentação, transvazamentos (vazamentos intermediários), inoculação e tratamento com a ocorrência indireta de óxidos, carga oxidada do material de moldagem e atmosfera gasosa, assim como adaptação da análise por meio da diminuição das atividades do carbono e do silício, visando à eliminação dos defeitos.

J. Alva [15] discute as medidas necessárias para a diminuição dos defeitos causados pela escória na fabricação do ferro fundido nodular. Este trabalho trata especialmente das escórias enriquecidas com óxido de ferro (FeO) e óxido de manganês (MnO), que podem ocorrer particularmente durante a conservação dos banhos fundidos em baixas temperaturas, antes do vazamento de peças grandes, assim como na utilização de panelas contaminadas. Ele explica os mecanismos de ocorrência dos defeitos e as medidas para a sua eliminação.

Propriedades do material

O trabalho de pesquisa do Instituto para Tecnologia de Fundição (IfG), de

Fig. 6 – Relação entre os valores efetivo e previsto da resistência ao impacto com entalhe de um ferro fundido nodular, com a ajuda de uma rede neural a partir das curvas de resfriamento[17]

Fig. 7 – Teste de flexão por fadiga rotativa de um ferro fundido nodular perlítico com diferentes teores de grafita chunky[21]

Düsseldorf (Alemanha), referente à influência de anomalias da estrutura sobre as propriedades do ferro fundido nodular, foi publicado na forma de relatório por W. Stets e D. Hartmann[16].

Propriedades mecânicas estáticas

Z. Glavas, F. Unkic e D. Lisjak [17] estabeleceram uma rede neural artificial com o auxílio dos dados das curvas de resfriamento e de sua primeira derivação, juntamente com os valores da resistência ao impacto com entalhe, cujas relações matemáticas permitem a previsão da resistência ao impacto com entalhe do ferro fundido nodular, a partir da curva de resfriamento (figura 6). Como o resultado para o banho fundido já existe, é possível efetuar correções eventualmente necessárias ainda antes do vazamento. Este modelo também pode ser aplicado a outras propriedades mecânicas.

Mecânica da ruptura

A. Ludwig, G. Pusch e P. Trubitz[18] descreveram um método de teste que inclui o comportamento de propagação das trincas do ferro fundido nodular EN-GJS-400 em baixas temperaturas, em relação à determinação experimental das curvas de resistência dinâmica às trincas e à definição de valores físicos e técnicos de seu início.

A determinação experimental dos valores dinâmicos da tenacidade à ruptura em amostras pequenas resultou na necessidade de se elaborar uma instrução de teste, que considera as particularidades específicas do material e examina a dependência entre os valores dinâmicos de início da trinca e a espessura da amostra.

Na literatura 19, W. Baer, P. Wossidlo e B. Abbasi apresentam um relatório sobre os testes de flexão, os quais foram realizados em amostras de ferro fundido nodular com 140 mm de espessura, feitas para a determinação da tenacidade à ruptura dinâmica, a -40°C. Os estudos foram realizados para ampliar os conhecimentos sobre o comportamento de recipientes de resíduos e para combustíveis radioativos.

O valor K da tenacidade à ruptura dinâmica diminuiu com o aumento do

Fig. 8 – Comportamento da vida útil do ferro fundido em função da temperatura de teste [22] teor de perlita de 4% para 9% a 20%, no máximo.

Resistência à fadiga

L. Zybell e outros[20] apresentaram os primeiros resultados de estudos experimentais e numéricos sobre o crescimento das trincas por fadiga no ferro fundido nodular EN-GJS-400-18LT.

As experiências de deformação alternada resultaram em diferentes previsões da vida útil com um baixo número de ciclos, no caso de dois grupos de materiais com nódulos de grafita pequenos e grandes.

A avaliação do teste realizado com uma solicitação cíclica constante confirmou a dependência do valor limiar do tamanho dos nódulos de grafita.

Sabe-se que regiões com grafita chunky no ferro fundido nodular reduzem a resistência à tração e o alongamento à ruptura, mas quase não diminuem o limite de escoamento. A. Mourujärvi e outros [21] examinaram as influências deste tipo de grafita sobre as resistências estática e à fadiga no ferro fundido nodular EN-GJS-800-5, submetido ao tratamento térmico.

Nos testes realizados, as amostras foram extraídas de caixas de câmbio e de outras peças fundidas. Então, elas foram subdivididas em classes, de acordo com a proporção de grafita chunky na superfície de ruptura:

Os testes de resistência à fadiga foram realizados em corpos de prova para ensaios de fadiga por flexão rotativa, com tensões entre 125 e 325 Mpa.

A figura 7 mostra a influência de diferentes teores de grafita chunky. A influência negativa destes teores sobre a resistência à fadiga aumentou até 20%, embora com teores maiores tenha sido registrada uma redução mínima. Pequenas quantidades de nódulos e a nodularidade reduzida também diminuíram a resistência à fadiga

Fig. 9 – Deformação plástica em função da vida útil[23]

A diferença em relação às amostras com grafita chunky não foi muito grande. Durante a sua propagação, a trinca passou ao redor dos nódulos de grafita nas amostras “excelentes”, mas atravessou os nódulos e a grafita chunky nas amostras “boas” e “chunky”. Neste trabalho, é possível encontrar numerosas micrografias.

Os cabeçotes de cilindro de motores diesel para usinas elétricas, navios e caminhões pesados são fabricados preferencialmente em ferro fundido. As análises das tensões revelam dois tipos de solicitações: a termomecânica, causada pela distribuição da temperatura inconstante e não homogênea, e a solicitação isotérmica constante de alta frequência, a qual é causada pelas pressões de combustão pulsantes e pelas vibrações mecânicas.

Para obter mais informações, A. Uihlein, K. H. Lang e D. Löhe [22] examinaram o comportamento à fadiga no regime de baixo número de ciclos, assim como a fadiga termomecânica de três tipos de ferro fundido (cinzento, vermicular e nodular).

Os ensaios com baixo número de ciclos foram realizados entre 20°C e 500°C, com uma razão de tensões entre 0,2% e 0,5%. Para os ensaios da fadiga termomecânica, foram utilizadas velocidades de aquecimento e resfriamento de 10 K/s, até temperaturas máximas de 350°C a 475°C.

A figura 8 traz o comportamento da vida útil dos três tipos de ferro fundido estudados, em função da temperatura de teste. Entre 200°C e 400°C, foi possível observar um envelhecimento sob tensão acentuado, que resultou em uma forte queda da vida útil do ferro fundido nodular e do ferro fundido vermicular a 450°C.

Deformações plásticas mais elevadas nos ensaios de fadiga termomecânica resultaram em maiores tensões de tração em baixas temperaturas e, consequentemente, em uma vida útil menor do componente.

H. Mouri, M. Hayashi e W . Wunderlich [23] examinaram a influência do envelhecimento pós deformação sobre o comportamento à fadiga, no caso de um baixo número de ciclos do ferro fundido nodular ferrítico, em temperaturas elevadas. Com deformações plásticas mais altas, acima de 0,2%, a vida útil a 20°C aumentou levemente com o uso de temperaturas mais altas (140°C). O mesmo foi observado a partir de 6 % de deformação, a 200°C (figura 9).

Conforme observado no ensaio de tração entre 140°C e 200°C, no caso de baixas tensões da resistência à fadiga notou-se um envelhecimento após a deformação dinâmica.

Por meio da regra de Manson-Coffin, é possível prognosticar o comportamento da resistência à fadiga. Os trabalhos das bibliografias 22 e 23 fornecem uma boa ajuda para o projetista.

Ocasionalmente, as peças fundidas podem ficar submetidas a uma sobrecarga local, como é o caso de tampas de esgoto, alavancas de câmbio e vigas, por exemplo. Isso pode prejudicar a sua elasticidade, de modo que se deve considerar o comportamento de escoamento plástico do material.

O. Mouquet e A. Chabod[24] examinaram o endurecimento a frio do ferro fundido nodular EN-JS-500-7, sob solicitação alternada de tração-compressão. Inclusões de impurezas e defeitos de fundição exercem uma influência decisiva sobre a resistência à fadiga dos corpos de prova. A partir dos resultados obtidos, foi efetuada a simulação da resistência do material utilizando-se o método de elementos finitos, para então se tirar conclusões sobre as exigências da qualidade do fundido, da sua uniformidade, formação da estrutura e dimensionamento dos projetos em que há uma sobrecarga local repetida.

G. Winter e outros [25] conseguiram calcular a vida útil de coletores de descarga, com o auxílio dos resultados de seu estudo sobre a fadiga termomecânica do ferro fundido nodular com ligas de silício-molibdênio (Si-Mo).

Este trabalho descreve o comportamento das falhas das peças fundidas.

Estabilidade térmica

A corrosão do ferro fundido nodular com silício-molibdênio a altas temperaturas depende particularmente da composição dos gases, de acordo com os estudos de K. Dawi, J. Favergeon e G. Moulin[26]. Eles realizaram ensaios de corrosão específicos entre 300°C e 600°C, com a presença de vapor de água, nitrogênio (N 2),  oxigênio (O2), dióxido de carbono (CO2)e dióxido de enxofre (SO2) na atmosfera gasosa. A finalidade era determinar o comportamento à corrosão de peças de ferro fundido.

Os produtos de oxidação observados, como sulfetos e/ou sulfatos, não formaram qualquer camada protetora; somente na presença exclusiva de óxidos observou-se uma camada protetora de carepa. Estas condições ocorreram na temperatura máxima de 600°C, sob atmosferas fortemente oxidantes.

Kim, Y.-J., Jang, H. e Oh Y.-J.[27] examinaram a fadiga com um baixo número de ciclos no ferro fundido nodular ligado ao silício e ao molibdênio, em temperaturas entre 600°C e 800°C. Com teores maiores de silício

Fig. 10 – Resistência ao impacto sem entalhe de amostras com 25 mm de diâmetro, produzidas em: ADI (ferro fundido nodular austemperado), IDI (ferro fundido nodular isotérmico) e DI (ferro fundido nodular não ligado)[30]

 

(de 3,7% para 4,5% em massa) e teores também elevados de molibdênio (de 0,4% para 1% em massa), notou-se um aumento da resistência e da fadiga, além da redução significativa da ductilidade. Consequentemente, a transformação elastoplástica ocorreu mais cedo do que nos banhos fundidos de baixa liga.

A oxidação, por sua vez, se deu de forma bem mais rápida nos tipos de baixa liga, do que com altos teores. Níveis elevados de silício aumentaram a resistência à oxidação, devido à formação de camadas de óxido de ferro (FeO) e silicato de ferro (Fe2 SiO4).


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