Nas últimas décadas, a simulação do enchimento do molde e da solidificação foi estabelecida como um componente fixo no planejamento do projeto dos fundidos sob pressão. Por outro lado, a simulação dos estágios anteriores e posteriores ao vazamento ainda não está incorporada no dia a dia do fundidor.

O motivo para isso são vários, com destaque para a falta de dados de entrada seguros e os requisitos

Fig. 1 – A simulação numérica da contração condicionada à produção de componentes fundidos e a consequente distorção e tensões residuais fecham a lacuna existente entre a simulação do preenchimento da matriz de fundição sob pressão e da solidificação e a simulação da carga de serviço, ou seja, o cálculo do projeto do ferramental

 

cada vez maiores dos hardware, particularmente na simulação das tensões, de modo que o que resta é escolher um reticulado grosseiro ou contar com tempos de cálculo prolongados.

O aumento contínuo dos recursos e potência dos computadores, no entanto, abre a possibilidade de se assumir problemas cada vez mais complexos na simulação e resolvê-los em intervalos de tempos aceitáveis.

Durante quatro anos, pesquisadores do Instituto Austríaco de Fundição (ÖGI, de Österreichischen Giesserei-Institut) realizaram um projeto denominado “Simulação numérica das distorções e tensões residuais de peças fundidas”. Esse projeto foi promovido pela Sociedade Austríaca para a Promoção da Pesquisa (FFG, Forschungsförderungsgesellschaft) e pelo Instituto de Promoção da Economia da Estíria (SFG, Steitischen Wirtschaftsfördernug).

O objetivo era analisar, via simulação numérica, a contração, distorções e tensões residuais que ocorrem nas peças fundidas durante o processo de produção. Com isso, fecham-se as lacunas existentes na simulação do enchimento do molde, da solidificação, da carga operacional e do cálculo do dimensionamento da ferramenta[1].

Fig. 2 – Este esquema possibilita a realização de comparações quantitativas entre as propriedades do componente fundido determinadas experimentalmente e pela simulação numérica

 

Fundamentos teóricos da simulação da contração, da distorção e das tensões residuais

 

A simulação das tensões residuais é um problema complexo, que consiste em várias tarefas parciais e está baseada na reprodução correta dos campos de temperatura, assim como na solicitação mecânica, em virtude da geometria do componente, e no comportamento do material. As diferentes dilatações térmicas nas diversas


áreas da matriz de fundição sobpressão e no componente resultam nos chamados campos de temperatura. Isso, associado ao impedimento da contração livre, leva à formação de tensões tanto no fundido como na matriz, as quais resultam na deformação plástica e permanência das tensões depois da homogeneização completa da temperatura, caso estas tensões excedam o limite de escoamento do material.

Os fundamentos teóricos da simulação das tensões residuais foram descritos detalhadamente nas referências bibliográficas 1 e 2. Entretanto, a literatura sobre as distorções e as tensões residuais na fundição em moldes é bastante limitada. Como exemplos de dissertações, é possível citar os trabalhos de A. Egner- Walter [3] , A. Fendt [4] e R. Treitler[5] , além de um capítulo do livro de J. H. Hattel e J. Thorborg[6] .

Trabalhos experimentais e simulação numérica

Para estabelecer os requisitos relevantes do projeto e do processo para o fundidor a partir da simulação numérica das distorções e das tensões residuais, é preciso em primeiro lugar elaborar modelos de cálculo válidos. Portanto, existe a necessidade de comparar o desenvolvimento dos modelos com os dados experimentais e adaptá-los.

As tarefas experimentais que resultam destes requisitos são o desenvolvimento de amostras facilmente manuseáveis, o registro dos dados de processo durante a realização dos ensaios de fundição e a determinação dos parâmetros do material, que são necessários para a simulação numérica. O resultado é o esquema de trabalho apresentado na figura 2.

A concepção de ferramentas de teste assistidas por computador e as primeiras peças fundidas dentro do contexto dos ensaios preliminares já foram relatadas[2]. Por esse motivo, a seguir serão tratados temas como a realização de séries de teste, a determinação dos dados termofísicos e termomecânicos, a formação do modelo, a simulação numérica e a adaptação do modelo à realidade.

O conhecimento obtido com a adaptação da simulação à experiência possibilita a transferência das técnicas de simulação elaboradas para os modelos simples para aqueles mais complexos.

Realização e avaliação das peças fundidas de teste

Para a realização das séries de testes, foram escolhidas ligas que não são envelhecias naturalmente (envelhecimento a frio).

Ensaios preliminares com a liga AlSi9Cu3(Fe) (226) mostraram que as dilatações no envelhecimento natural dependem significativamente do tempo de avaliação após o vazamento, o que dificulta a

Fig. 3 – Imagem da câmara térmica e curvas de resfriamento em pontos escolhidos das grades de tensão, assim como das curvas de resfriamento determinadas na simulação

interpretação dos resultados. Por este motivo, foram escolhidas as ligas AlSi12(Fe) (231) e AlSi10MnMg (Silafont 36).

A liga AlSi12(Fe) ser ve como referência, pois os seus parâmetros são bem conhecidos, com destaque para a sua boa fundibilidade sob pressão e o seu emprego frequente. Para a liga Silafont 36, foram determinados os dados termofísicos e termomecânicos para um registro completo.

Os ensaios de fundição foram realizados em uma máquina de fundição sob pressão com câmara fria (Bühler SC 53), com regulagem em tempo real. Como ferramentas, foram utilizados os insertos de uma matriz usada na fundição de uma grelha de tensão e de uma peça em forma de V, que são descritas na bibliografia 2. Os parâmetros de injeção foram alterados dentro do contexto das possibilidades da técnica de injeção. As variações dos parâmetros de injeção estão na tabela 1.

No controle dos dados do processo térmico, foram utilizadas duas câmaras térmicas. Para garantir a homogeneidade da temperatura da matriz, ela foi controlada com uma câmara térmica Flir, do tipo ThermaCam E45. A determinação das curvas de resfriamento das peças fundidas depois da extração também foi feita com uma câmara térmica Flir, dessa vez do tipo ThermaCam A320.

A medição das curvas de resfriamento após a extração foi realizada depois do enegrecimento imediato das amostras, por meio da pulverização de grafite. A temperatura das peças fundidas quando da abertura do molde foi calculada considerando-se a extrapolação a partir das curvas de resfriamento.


Fig. 4 – Alongamentos elásticos da liga Silafont 36 medidos na travessa central de uma grade de tensão, em função da temperatura de evolução do agente de resfriamento

A figura 3 apresenta uma imagem típica da câmara térmica, comparando as curvas de resfriamento medidas e calculadas.

A medição direta das temperaturas de desmoldagem não foi possível. A temperatura dos corpos de prova submetidos ao resfriamento brusco depois da retirada do banho de água também foi medida sem apalpamento. Os dados da temperatura constituíram a base para a adaptação entre a simulação numérica e a realidade. Após o término das fundições, os corpos de prova foram submetidos a uma avaliação da distorção.

Deliberadamente, as tensões residuais não foram avaliadas [2], ao contrário da distorção. Isso se deve ao fato de que nas peças fundidas sob pressão, a determinação das tensões residuais pelos métodos convencionais (do furo e núcleo toroidal) não é adequada por causa das tensões residuais primárias provocadas por grandes gradientes locais.

Antes do início dos trabalhos, foi determinado que deveriam ser consideradas apenas as tensões residuais globais do componente, as quais provocam uma distorção macroscópica dos fundidos. O objetivo declarado era colocar nas mãos do fundidor os resultados das ferramentas adequadas, de modo que ele conseguisse influenciar o comportamento de distorção no processo de fundição.

Determinação dos parâmetros termofísicos e termomecânicos do material

Para a realização de simulações expressivas, é absolutamente necessário ter em mãos os dados termofísicos e termomecânicos exatos da liga empregada.

Fig. 5 – Distribuição das tensões simuladas (regiões simétricas) em uma grade de tensão após o equilíbrio da temperatura. A travessa central está sob solicitação de tração, enquanto a travessa lateral está sob solicitação de compressão. A superfície externa de ambas as travessas está sendo solicitada por carga de compressão, o que gera tensões residuais localizadas.

As propriedades da liga AlSi12(Fe) foram examinadas nos estados sólido e líquido, sendo possível utilizar os seus dados apresentados na bibliografia 7. Por este motivo, o uso desta liga como referência nos testes de fundição pareceu sensata.

No caso da liga Silafont 36, não havia registros sobre os seus parâmetros em temperaturas elevadas. Após a realização dos testes de fundição, foram retirados corpos de prova de várias peças fundidas de amostra, para a determinação dos seus parâmetros termofísicos e termomecânicos.

Estes ensaios foram realizados no Instituto Austríaco de Fundição. Os parâmetros estabelecidos são apresentados na tabela 2. Os dados primários determinados nos testes foram simplificados e parametrizados, de acordo com os requisitos do software utilizado (Ansys Workbench).

Modelação e simulação dos testes de fundição

Para a modelação e simulação dos testes de fundição, foi utilizado o software Ansys Workbench, versão 11.0. Ele é indicado para simulações térmicas transientes e mecânicas estáticas, visando ao cálculo das interações entre os processos térmicos e mecânicos.

O modelo foi simplificado, de modo que o cálculo do fluxo foi dispensado e um campo de temperatura homogêneo foi adotado como condição inicial, em virtude do curto tempo de enchimento do molde na fundição sob pressão. Por causa da grande quantidade necessária de estágios de carga para um cálculo exato, foi necessário assumir um compromisso no reticulado, entre a finura da rede e o tempo de cálculo.

A simulação foi dividida em duas etapas: um cálculo térmico transiente do campo de temperatura e um cálculo mecânico estático das tensões, com vários estágios de carga. O campo de temperatura calculado na primeira etapa fornece as cargas térmicas para o cálculo mecânico, em que as diferentes dilatações locais provocadas pela distribuição inomogênea da temperatura resultam em solicitações da geometria.

Os tempos de processo determinados nos testes de fundição também foram integrados no modelamento do campo de temperatura. Além disso, o modelo foi adaptado com o auxílio das curvas de temperaturas registradas, de modo que o cálculo dos campos de temperatura coincidiu bem com os resultados obtidos nos testes.

Além do mais, foram retratados efeitos adicionais na simulação térmica, que resultaram das interações mecânicas entre a peça fundida e a matriz. Entre estes efeitos destacamse o encolhimento da peça na matriz e o consequente desprendimento do fundido. Estas interações foram identificadas nas considerações teóricas e também nos resultados dos primeiros testes preliminares.

Devido ao fato do acoplamento completo entre a simulação térmica e mecânica ser extremamente dispendioso e só poder ser aplicado nos casos mais simples, estes efeitos foram reproduzidos pela assimilação do coeficiente de transmissão do calor.

A simetria dos componentes foi aproveitada no cálculo termomecânico, devido à necessidade de se economizar elementos de rede. O contato entre o componente e a matriz foi assumido como sendo isento de fricção, o que significa que o componente pode ser destacado da matriz ou encolher, mas sem a transferência de tensões de cisalhamento. Este procedimento foi escolhido porque as tensões principais esperadas agem basicamente no sentido vertical do contorno da matriz, de modo que se esperava apenas um erro pequeno.

A avaliação das forças de fricção resultantes fica muito difícil, de modo que o ganho de precisão

graças ao modelamento de um contato submetido à fricção provavelmente seria pequeno. Isso também aumentaria o tempo de cálculo, o que precisaria ser compensado com uma finura menor da rede.

Tanto nas simulações como nos testes, foram variados o tempo de fechamento e a temperatura de evolução do agente de resfriamento. Os cálculos foram realizados para ambas as ligas pesquisadas: AlSi12(Fe) e Silafont 36.

Resultados

A seguir, serão descritos e comparados os resultados dos testes e das simulações de uma grelha de tensão com espessura de parede grossa.

Os parâmetros de injeção e os materiais foram variados, conforme mencionado.

Os corpos de prova completamente resfriados foram cortados ao longo da travessa central, com o auxílio de um cortador a jato d’água. A alteração do comprimento de um trecho de referência foi medida antes e depois do corte. Desse modo, a travessa central foi descarregada e a porção elástica da tensão foi aliviada.

O alongamento foi determinado por meio da distorção resultante e do módulo de elasticidade do material.

A figura 4 mostra os resultados obtidos na liga Silafont 36. Os valores individuais de cinco medições foram registrados em diversos corpos de prova.

No caso, ficou evidente que o tempo de fechamento não exerce uma influência significativa sobre as tensões residuais restantes. A influência da temperatura da matriz se faz presente particularmente nas peças resfriadas ao ar, embora ela seja pequena.

Por outro lado, o regime de resfriamento depois da extração (resfriamento ao ar ou resfriamento brusco em água) exerce uma influência muito forte. Os alongamentos determinados para a liga AlSi12(Fe) ficaram cerca de 40% abaixo daqueles da liga Silafont 36. Isso pode ser atribuído à maior dilatação térmica e à maior ductilidade desta liga.

Fig. 6 – Comparação entre os alongamentos elásticos medidos e simulados na travessa central de uma grade de tensão, em função da temperatura de evolução do agente de resfriamento

 

Os alongamentos com um resfriamento brusco em água ficaram claramente maiores, em comparação com o resfriamento ao ar (em torno de um fator 2). A maior dispersão dos valores de medição dos corpos de prova submetidos ao resfriamento rápido pode ser atribuída provavelmente à imersão manual das peças no banho de água, o que resulta em condições de imersão um pouco diferentes, apesar dos cuidados tomados.

A figura 5 mostra o resultado do cálculo das tensões na grelha de tensão feita na liga Silafont 36, depois de um equilíbrio térmico completo.

De modo geral, a travessa central da grelha de tensão ficou submetida à tração, enquanto a travessa lateral ficou exposta a um esforço de compressão. No centro das travessas central e lateral ocorreram esforços de tração, enquanto as zonas periféricas apresentaram esforços de compressão locais. Isso pode ser atribuído às tensões residuais locais, que ocorrem em função do aumento do tempo de solidificação de fora para dentro. Desta maneira, a região lateral ficou submetida a uma carga de tração, sofrendo dilatação plástica.

Depois da solidificação da área central, não foi mais possível aliviar a dilatação plástica completamente, de modo que as tensões de compressão na superfície foram mantidas. A figura 6 mostra e compara os valores do alongamento medidos e aqueles calculados para a liga Silafont 36. Estes números apresentam uma boa concordância dentro das expectativas.

Conclusões

O comportamento de distorção das peças fundidas sob pressão com espessura de parede grossa depende em primeiro lugar da liga utilizada e do regime de resfriamento depois da extração.

A temperatura da matriz de fundição sob pressão e o tempo de fechamento exercem uma influência menor. Isso indica que a própria ferramenta de fundição é um fator limitador do transporte de calor e do comportamento de solidificação. As ligas de alumínio geralmente possuem grandes capacidades térmicas e calores de fusão, com uma boa condutividade térmica.

Os aços para trabalho a quente, que são normalmente utilizados na construção de ferramentas de fundição sob pressão, possuem uma condutividade térmica relativamente baixa. Por isso, eles não conseguem dissipar rapidamente a quantidade de calor liberada.

As ferramentas mais frias resultam em diferenças de temperatura maiores entre as áreas do componente com espessura de parede fina e grossa, como a simulação mostrou. No entanto, a influência da temperatura da matriz não é muito grande.

A figura 6 mostra que o alongamento aumenta quando a ferramenta é submetida a temperaturas maiores (acima de 230°C). Isso provavelmente pode ser atribuído ao fato da temperatura de extração da matriz ficar maior do que em temperaturas mais baixas, o que está associado a um limite plástico menor.

Por este motivo, devem ser considerados dois efeitos contraditórios na escolha da temperatura da matriz:

 

 

O condicionamento térmico específico da matriz por meio da colocação de furos de refrigeração verticais ou a utilização de insertos feitos com materiais com condutividade térmica maior podem ser uma solução contra a distorção do componente.

O comportamento de peças com espessura de parede fina (corpo de prova em V) e sua reação em relação à temperatura da matriz, o tempo de fechamento e o regime de resfriamento ainda estão sendo estudados.

Os primeiros resultados indicam que o tempo de fechamento tem uma importância maior em peças com espessura de parede fina, já que o acúmulo de calor na matriz não ocorre, em virtude justamente da menor quantidade de calor.

 


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