UNIVERSIDADE DO ESTADO DE SANTA CATARINA – UDESC CENTRO DE CIÊNCIAS TECNOLÓGICAS – CCT DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA –DEM PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E ENGENHARIA DE MATERIAIS - PGCEM HELOÍZA DÖERING GASPARIN

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Full text

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CENTRO DE CIÊNCIAS TECNOLÓGICAS – CCT DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA –DEM

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E ENGENHARIA DE MATERIAIS - PGCEM

HELOÍZA DÖERING GASPARIN

PROPRIEDADES MECÂNICAS A ALTAS TEMPERATURAS DE FERROS FUNDIDOS CINZENTOS APLICADOS A

CABEÇOTES DE MOTOR A DIESEL

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HELOÍZA DÖERING GASPARIN

PROPRIEDADES MECÂNICAS A ALTAS TEMPERATURAS DE FERROS FUNDIDOS CINZENTOS APLICADOS A

CABEÇOTES DE MOTOR A DIESEL

Dissertação de mestrado apresentada ao Programa de Pós Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais - PGCEM da Universidade do Estado de Santa Catarina – UDESC (CCT), como requisito parcial para obtenção do título de mestre em Ciência e Engenharia de Materiais.

Orientador: Prof. Dr. Guilherme Ourique Verran

Co-orientador: Prof. Dr. Wilson Luiz Guesser

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G249p Gasparin, Heloíza Döering

Propriedades mecânicas a altas temperaturas de

ferros fundidos cinzentos aplicados a cabeçotes de

motor a diesel / Heloíza Döering Gasparin. – 2015.

104 p. : il. ; 21 cm

Orientador: Guilherme Ourique Verran Bibliografia: p. 101-104

Dissertação (mestrado) – Universidade do Estado

de Santa Catarina, Centro de Ciências Tecnológicas, Mestrado em Ciência e Engenharia de Materiais, Joinville, 2015.

1. Metais. 2. Ferro fundido cinzento. 3. Perlita. 4. Temperaturas elevadas. I. Verran, Guilherme Ourique. II. Guesser, Wilson Luiz. III. Universidade do Estado de Santa Catarina. Programa de

Pós-Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais. IV. Título

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HELOÍZA DÖERING GASPARIN

PROPRIEDADES MECÂNICAS A ALTAS TEMPERATURAS DE FERROS FUNDIDOS CINZENTOS APLICADOS A

CABEÇOTES DE MOTOR A DIESEL

Dissertação de mestrado apresentada ao Programa de Pós Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais - PGCEM da Universidade do Estado de Santa Catarina – UDESC (CCT), como requisito parcial para obtenção do título de mestre em Ciência e Engenharia de Materiais.

Banca Examinadora:

Orientador: _____________________________________ Prof. Dr. Guilherme Ourique Verran

UDESC – CCT

Co-Orientador/____________________________________ Membro Prof. Dr. Wilson Luiz Guesser

UDESC – CCT

Membro: _____________________________________ Prof. Dr. César Edil da Costa

UDESC – CCT

Membro: _____________________________________ Prof. Dr. Waldek Wladimir Bose Filho SMM/USP

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Não me julguem pelos meus olhos... Não me julguem pelo meu olhar... Tão pouco pelo meu infinito horizonte... Que não cabe a desconhecidos olhos vizinhos...

Não me julguem pela minha insensatez... Ou pelo não comparável sucesso... Este resultado depende de parâmetros e referências...

Na verdade, minha vida é uma função termodinâmica de estado... Querendo, ou não, somos todos regidos assim: início e fim... O nível de entropia no decorrer do processo é que diferencia...

Eu desejo apenas que meus dias tenham... “o comportamento de uma função que resulta em gratificações

fundamentadas e verdadeiras, tendendo ao infinito”!!!

E eu luto, sem preconceitos ou desculpas... POR ISTO!!!

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Dedico este trabalho,

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AGRADECIMENTOS

- Ao Prof. Dr. Guilherme Ourique Verran, pela parceria, objetividade e discernimento de sua orientação. Por ter se tornado um amigo, por quem tenho apreço e admiração.

- Ao Prof. Dr. Wilson Luiz Guesser, profissional competente, sem cuja contribuição esta pesquisa não teria sido possível.

- Ao Prof. Dr. Masahiro Tomiyama, pelos ensinamentos, apoio e confiança.

- Aos demais professores do PGCEM-UDESC que de alguma maneira colaboraram com o trabalho.

- À colega de profissão e amiga de longa data, Sacha Karine de Araújo, quem me apoio e ajudou durante todo este projeto.

- Às colegas Priscila Franczak, Daiara da Silva, Elisa Segundo e Laís Passoni, minhas grandes amigas, sem o apoio das quais este objetivo teria sido uma tarefa muito mais espinhosa.

- Ao graduando Carlos Eduardo Junges, pelo coleguismo e responsabilidade, com quem passei muitas horas executando os ensaios responsáveis pelos resultados deste trabalho.

- Aos funcionários e técnicos da empresa TUPY S.A., que colaboraram na execução das tarefas, especialmente ao Ailton Luiz Mueller, Diego Polzin, Sr. Moacir e Sr. Geraldo, com quem muito aprendi e pude contar.

- Ao colega de profissão Pablô Mecabo, meu amigo, que me ajudou com os desenhos técnicos logo no início da pesquisa.

- Às funcionarias da secretaria de pós-graduação do PGCEM, particularmente a Sra. Eugênia, pela atenção e apoio.

- Ao PGCEM que tornou possível este mestrado. - À CAPES, pela viabilização do apoio financeiro.

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- À empresa SOCIESC, que possibilitou a execução dos ensaios com tempos estendidos de exposição a quente, em especial ao Sr. Jair. - À empresa BMW do Brasil, pelo apoio, em especial ao colega Thomas Waecker.

- À minha irmã Prof. Dra. Juliane Döering Gasparin Carvalho e meu cunhado Prof. Dr. Clodoaldo Carvalho Filho, pelo exemplo e motivação. Também aos meus sobrinhos, Igor e Heitor, que me fazem acreditar no amanhã e sempre seguir em frente.

- Aos meus maravilhosos pais, Luiz Daivo Gasparin e Maria Helena Döering Gasparin, que sempre me apoiaram, acolheram e acreditam na minha semente de sucesso.

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RESUMO

GASPARIN, Heloíza Döering. Propriedades mecânicas a altas temperaturas de ferros fundidos cinzentos aplicados a cabeçotes de motor a diesel, 2015. 104 p. Dissertação (Mestrado em Ciência e Engenharia de Materiais – Área: Metais) – Universidade do Estado de Santa Catarina. Programa de Pós Graduação em Ciência e Engenharia de Materiais, Joinville, 2015.

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de grafita, cementita e tamanho da grafita a diferentes temperaturas de ensaio, bem como diferentes tempos de exposição à elevada temperatura.

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ABSTRACT

GASPARIN, Heloíza Döering. Mechanical properties at high temperatures gray cast iron applied to diesel engine cylinder heads, 2015. 104 p. Dissertation (Masters in Science and Materials Engineering - Area: Metals) - Universidade do Estado de Santa Catarina. Materials Engineering and Science Program, Joinville, 2015.

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Figura 1 – Curva de aumento da potência, cargas e temperatura de trabalho em componentes de veículos de motores a diesel [Adaptado de

REICHSTEIN, 2005]. 28

Figura 2 – Diagrama de Equilíbrio Ferro - Carbono (Adaptado de

CALLISTER, 2011). 34

Figura 3 –Efeito do Carbono Equivalente sobre o Limite de Resistência de ferros fundidos cinzentos. Barras de 30mm de diâmetro (Adaptado de

WALTON & OPAR, 1981). 37

Figura 4 Variáveis da Microestrutura e de processos que podem influenciar no Limite de Resistência à Tração em ferro fundido cinzento.

(Adaptado de Guesser, 2009). 38

Figura 5 - Grupos de Inoculantes e os elementos de liga/fases que o

formam (Adaptado de VERRAN, 2012). 42

Figura 6 – Proporcionalidade entre os parâmetros influenciados por diferentes valores de Carbono Equivalente. 43 Figura 7 – Influência do teor percentual de Molibdênio em ferro fundido cinzento, 0,16%Cr, no valor máximo de resistência à tração quando exposto a diferentes temperaturas por 100 horas (Adaptado de

TURNBULL, 1959). 46

Figura 8 – Influência do teor percentual de Molibdênio em ferro fundido cinzento, 0,6%Cr, no valor máximo de resistência à tração quando exposto a diferentes temperaturas por 100 horas (Adaptado de

TURNBULL, 1959). 46

Figura 9 – Variação do Limite Máximo de Resistência à Tração pela Temperatura para diferentes composições de ferros fundidos cinzentos

não ligados. (Adaptado de PALMER, 1977) 49

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Figura 12 – Máquina de Ensaios Mecânicos Shimadzu Servopulser,

modelo EHF-EM300K1-070-1A. 58

Figura 13 – Esquema de ensaio para verificação de área isotérmica no forno da Máquina de Ensaios Mecânicos Shimadzu Servopulser, modelo

EHF-EM300K1-070-1A. 61

Figura 14 – Fluxograma detalhado para ensaio de tração até ruptura a

elevadas temperatura. 62

Figura 15 – Fluxograma resumido para ensaio de tração até ruptura a

elevadas temperatura. 64

Figura 16 –Curva do % de grafita/mm2 em função temperatura de ensaio e tempo de exposição após homogeneização térmica dos materiais A e B.

71 Figura 17 – Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura ambiente e 200°C da mesma área microestrutural em cada

uma das temperaturas do material B. 74

Figura 18 –Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura 300°C e 350°C da mesma área microestrutural em cada uma

das temperaturas do material B. 75

Figura 19 –Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura 400°C e 450°C da mesma área microestrutural em cada uma

das temperaturas do material B. 76

Figura 20 – Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura 500°C e 550°C da mesma área microestrutural em cada uma

das temperaturas do material B. 77

Figura 21 – Curva dos resultados da análise percentual de cementita por milímetro quadrado para o material B exposto a diferentes temperaturas

por tempo padrão. 78

Figura 22 – Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de

aumento (Fe3C = 58%-TA e 51%-200°C). 80

Figura 23 – Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de aumento (Fe3C = 48%-300°C e54%-350°C). 81

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Figura 25 – Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de aumento (Fe3C = 29%-500°C e 23%-550°C). 83

Figura 26 – Processo de decomposição da cementita presente na perlita. 84 Figura 27 – Comportamento da Resistência à Tração dos 3 ferros fundidos cinzentos quando submetidos a ensaio de tração até a ruptura em

diferentes temperaturas. 86

Figura 28 – Curva de Limite de Escoamento (0,2%) dos materiais A, B e

C em relação às temperaturas de ensaio. 88

Figura 29 – Curva de Deformação Específica (%) dos materiais A, B e C

em relação às temperaturas de ensaio. 89

Figura 30 – Valores percentuais de microdureza do material B, tendo o valor da dureza à temperatura ambiente como parâmetro. 91 Figura 31 – Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b)

400C. (MEV, 330x de aumento). 92

Figura 32 – Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b)

400C. (MEV, 750x de aumento). 93

Figura 33 – Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b)

400C. (MEV, 1500x de aumento). 94

Figura 34 –Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b)

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LISTA DE TABELAS

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LISTA DE SÍMBOLOS

Al – Alumínio B - Boro Ba – Bário C – Carbono

CDP – Corpo de Prova CDPs – Corpos de Prova CE - Carbono equivalente Ce – Césio

Co - Cobalto Cr - Cromo Cu – Cobre

e – Deformação específica Fe - Ferro

Fe3C – Cementita

P - Fósforo

HB – Dureza Brinnel kW – Kilo Watts kW/l – Kilo Watts por cilindrada

L – Líquido mm – Milímetro

mm2 – Milímetro quadrado MEV – Microscópio eletrônico por varredura

min - Minuto

Mn – Manganês MPa – Mega Pascal Mo - Molibdênio N – Nitrogênio Nb - Nióbio Ni – Níquel s - Segundo S - Enxofre Si - Silício T - Temperatura

Tamb - Temperatura ambiente Ti - Titânio

V – Vanádio W - Tungstênio

σESC – Tensão de escoamento

σMAX – Tensão Máxima

°C – Graus Celsius °F – Graus Fahrenheit α - Ferrita

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SUMÁRIO

1.INTRODUÇÃO 27

2. OBJETIVO 31

3. REVISÃO DA LITERATURA 33

3.1FERROSFUNDIDOS 33 3.2FERROFUNDIDOCINZENTO 34

3.3 AUMENTO DE RESISTÊNCIA DE FERROS FUNDIDOS

CINZENTOS 38

3.3.1Endurecimento por Solução Sólida 38

3.3.1.1 Elementos Grafitizantes 39

3.3.1.2 Elementos Estabilizadores de Carbonetos 39

3.3.2Inoculação 40

3.4FERROFUNDIDOCINZENTOEELEMENTOSDELIGA 42

3.4.1 Molibdênio 44

3.5EFEITODAALTATEMPERATURANOFERROFUNDIDO CINZENTO 47 3.6FRATURAEMFERROFUNDIDOCINZENTOPERLÍTICO 51

3.6.1Fraturas a Temperaturas Elevadas 52

4.PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL 55

4.1MATERIAIS 55 4.2MÉTODOSEEQUIPAMENTOS 55

4.2.1 Ensaio De Tração Até Ruptura A Elevadas

Temperaturas...55 4.2.2 Ensaios De Estabilidade Da Microestrutura (Banho De Sais) 64 4.2.3 Análises Metalográficas 65 4.2.4 Ensaios De Microdureza 66 4.3 IMPORTÂNCIA DA DEFINIÇÃO DOS MÉTODOS 66

5.RESULTADOS E DISCUSSÕES 69

5.1INFLUÊNCIADATEMPERATURANAMICROESTRUTURA 69

5.2INFLUÊNCIADATEMPERATURANOLIMITEMÁXIMODE

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5.4ANÁLISEDAFRATURA 90

6. CONCLUSÃO 97

7. SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS 99

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1. INTRODUÇÃO

O desenvolvimento de motores a diesel é caracterizado pelo constante esforço em aumentar seu desempenho e reduzir seu tamanho, o que depende diretamente da capacidade que o cabeçote de motor possui para suportar elevadas cargas a altas temperaturas de trabalho. Muitas são as partes que contribuem ativa ou passivamente para que um veículo tenha um desempenho satisfatório. Blocos de motores, coletores de exaustão, discos de freio e cabeçotes de motor, quando em serviço, ficam submetidos a tensões térmicas e mecânicas relativamente altas quando expostos a condições de operação. Assim, é de fundamental importância a precisão da análise e desenvolvimento dos materiais utilizados em cabeçotes de motor, considerando todos os aspectos envolvidos em seu comportamento.

A indústria automobilística objetiva e necessita de inovações que tragam melhorias aos veículos como aumento de desempenho, segurança e conforto. No entanto, desenvolver estes quesitos implica, na maioria das vezes, em incorporar novos sistemas ao veículo, o que geralmente também aumenta seu peso.

Nos últimos anos os automóveis referenciais seguiram uma tendência de aumento de peso total, o que resulta em superior consumo de combustível. Desta forma, a engenharia recebe uma responsabilidade ainda maior na busca de soluções eficientes na redução de peso dos automóveis. Diminuir peso pode significar reduzir dimensões de projeto dos componentes utilizados. Uma vez que o projeto mecânico seja otimizado com a redução das cotas de seus componentes, é preciso então que o material utilizado garanta as solicitações do novo projeto, o que implica em que o material selecionado tenha uma resistência mecânica mais elevada, suportando satisfatoriamente as cargas ou tensões a que é submetido.

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Figura 1 –Curva de aumento da potência, cargas e temperatura de trabalho em componentes de veículos de motores a diesel [Adaptado de

REICHSTEIN, 2005].

Fonte: REICHSTEIN, 2005.

O cabeçote de motor a diesel é um dos componentes mais críticos para a engenharia, pois de maneira geral, ele determina o limite operacional destes motores. A influência da elevada temperatura há de ser considerada, pois altera consideravelmente, as propriedades mecânicas quando comparadas a condições em temperatura ambiente.

A seleção de materiais ideais para cabeçotes de motor a diesel segue em desenvolvimento, e só pode ser alcançada com pesquisas que gerem conhecimentos das extremas e complexas condições operacionais deste componente, sendo elas principalmente as características mecânicas e termomecânicas a elevadas temperaturas.

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2. OBJETIVO

Este trabalho teve como objetivo principal o estudo do comportamento a elevadas temperaturas de diferentes ferros fundidos cinzentos, que são empregados a cabeçotes de motor a diesel. Os objetivos específicos deste trabalho foram:

• Determinar o Limite Máximo de Resistência à Tração de diferentes ferros fundidos cinzentos em diferentes temperaturas; • Caracterizar o Limite de escoamento, Deformação Específica e

Microdureza dos ferros fundidos cinzentos submetidos a determinadas temperaturas e diferentes tempos de exposição; • Compreender o efeito do Molibdênio como elemento de liga; • Investigar a estabilidade estrutural do ferro fundido cinzento a

elevadas temperaturas.

O estudo comparou três ligas de ferro fundido cinzento de matriz perlítica. As principais diferenças entre os 3 materiais foram o teor de Molibdênio e a morfologia da grafita distribuída no material. Um dos materiais estudados não possui teores consideráveis de molibdênio em sua estrutura, e este é o material com grafita refinada. Os outros dois materiais, que possuem teores consideráveis de molibdênio, possuem principalmente lamelas de grafita que não são consideradas refinadas. Com isto, procurou-se melhor entender o efeito que o Molibdênio e o refinamento da grafita exercem nas ligas avaliadas.

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3. REVISÃO DA LITERATURA

3.1 FERROS FUNDIDOS

Responsáveis pelo maior volume mundial de materiais fundidos (em torno de 85%), os ferros fundidos garantem este posicionamento por suas características, que não são igualmente encontradas em outros materiais, como por exemplo ligas de alumínio. Suas principais vantagens são: baixo ponto de fusão, boa fundibilidade (fluidez), baixa contração na solidificação, boa usinabilidade, boa condutividade térmica (dissipação), e baixo custo [MALUF, 2007].

São cinco as principais famílias de ferros fundidos [CALLISTER, 2011]:

 Ferro fundido Cinzento  Ferro Fundido Nodular  Ferro fundido Maleável  Ferro fundido Vermicular  Ferro fundido Branco

A forma da grafita nos ferros fundidos influencia as propriedades mecânicas destes materiais. Quando presente em forma de veios, suas principais características são de baixa resistência mecânica, boa condutividade térmica, amortecimento de vibrações e boa usinabilidade. Em contrapartida, mesmo o material tendo a grafita em forma de veios (lamelas), quando associado à matriz perlítica, a resistência mecânica pode alcançar níveis bem superiores [GUESSER, 2009].

A taxa de resfriamento na fase líquida de solidificação do ferro fundido é um dos fatores determinantes na composição da matriz. A matriz tem grande influência sobre as propriedades do material. De forma geral, as matrizes perlíticas exibem maior resistência mecânica que as matrizes ferríticas [SOUZA SANTOS, 1991].

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fase pró-eutética na solidificação (austenita e grafita) e uma fase eutética (austenita + grafita ou austenita + carbonetos) [GUESSER, 2009].

O diagrama de equilíbrio do Ferro-Carbono (Fe-C) e as curvas de resfriamento são ferramentas fundamentais para análise das propriedades mecânicas e físico-químicas dos ferros fundidos. A figura (2) apresenta o clássico diagrama de equilíbrio Fe-C, que pode ser traduzido como um mapa temperatura-composição, demonstrando as fases de equilíbrio e as transformações de fase [CALLISTER, 2011].

Figura 2 –Diagrama de Equilíbrio Ferro - Carbono (Adaptado de CALLISTER, 2011).

Fonte: CALLISTER, 2011

3.2 FERRO FUNDIDO CINZENTO

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apresentar de diferentes tipos: A, B, C, D e E, sendo este um dos principais parâmetros para análise do comportamento mecânico deste material [CALLISTER, 2011].

Da família dos ferros fundidos, o cinzento é o que possui menor intervalo de solidificação. Geralmente hipoeutético (CE < 4,3), sua solidificação origina-se de um processo de nucleação e crescimento das fases primárias de austenita, grafita e cementita. O início da solidificação se inicia com a formação de dendritas de austenita, que dependendo da composição química, ocorre em diferentes temperaturas. Assim que o sistema alcança a temperatura de equilíbrio do eutético estável, formam-se as células eutéticas compostas por austenita e grafita vindas da transformação eutética após um super-resfriamento [GONÇALVES, 2005].

A temperatura eutética (1.153°C) é o ponto em que abaixo dele dois sólidos são gerados: austenita e grafita. Após o término da solidificação, o resfriamento já no estado sólido apresenta redução do teor de carbono dissolvido na austenita, o qual se precipita nas partículas presentes de grafita [GUESSER, 2009].

A transformação eutética nos ferros fundidos cinzentos ocorre com as duas fases sólidas (grafita e austenita) em contato com o líquido. Aqui, o crescimento é cooperativo, uma vez que a morfologia de solidificação contribui para o processo de difusão do carbono [LOPER, 1989].

Na temperatura eutetóide (723°C) tem-se a transformação da austenita sólida em outras duas fases também sólidas: grafita e ferrita (reação eutetóide estável), ou, ferrita e cementita, que constituem a perlita (reação eutetóide metaestável) [LACAZE, 2001]. Diferentes elementos químicos podem favorecer a reação eutetóide estável ou a metaestável. Estas influências serão tratadas mais adiante na apresentação do item 3.4 - “Ferro Fundido Cinzento e seus Elementos de Liga”.

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isto se dá, de maneira geral, principalmente pelo rompimento entre partículas adjacentes da grafita e a matriz, o que influencia diretamente na tenacidade do material, que é a energia necessária para propagar uma trinca [VOIGT, 1990; GUESSER, 1984].

Mesmo a grafita apresentando-se na forma de veios que resultam no acúmulo de tensões nas suas extremidades, ela ainda confere características ao material como capacidade de amortecimento de vibrações e boa usinabilidade [ANGELONI, 2005; GUESSER, 2009]. A grafita em formato de veios combinada à matriz perlítica resulta em melhores propriedades mecânicas a materiais utilizados em elevadas temperaturas, pois confere ao material algumas características desejadas, como maior condutividade térmica e maior resistência mecânica [SOUZA SANTOS, 1991].

O ferro fundido cinzento de matriz perlítica é usualmente utilizado em cabeçotes de motor a diesel por sua alta resistência à tração e boa estabilidade dimensional quando o material é submetido a temperaturas de até 500C [GUESSER, 2004]. Acima desta temperatura a perlita não possui suficiente estabilidade estrutural, e diferentes elementos de liga são adicionados para atingir as propriedades necessárias à aplicação. Tendo a grafita do tipo “A” combinada à matriz perlítica, quando aplicado a temperaturas superiores a 500C, o material possui boa condutividade térmica, baixa rigidez (módulo de elasticidade), baixa capacidade de deformação (comparada a materiais de mesma matriz e diferentes tipos de grafita), limitada estabilidade estrutural e baixa resistência à oxidação [RÖHRIG, 1978; BURGESS, 1939].

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Figura 3 –Efeito do Carbono Equivalente sobre o Limite de Resistência de ferros fundidos cinzentos. Barras de 30mm de diâmetro (Adaptado de

WALTON & OPAR, 1981).

Fonte: GUESSER, 2009.

Outro fator importante que deve ser levado em consideração é que a inoculação é outra variante tão importante como a quantidade e tamanho da grafita presente no ferro fundido cinzento. A inoculação permite evitar a presença de carbonetos e aumentar o número de células eutéticas refinando então partículas de grafita e elevando a quantidade de regiões intercelulares [PIESKE, 1975]. Ainda, a grafita do tipo D pode ser evitada pela inoculação, que se forma em grandes super-resfriamentos e super-refinada, a qual geralmente está associada à matriz ferrítica (baixa resistência mecânica) [GONÇALVES, 2005].

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processos que podem influenciar nas propriedades mecânicas do ferro fundido cinzento. Outras poderiam ser citadas como teor de Mn e S, inoculantes utilizados, técnicas de inoculação, tipo de carga na fusão, procedimentos de fusão e etc. [GUESSER, 2009].

Figura 4 – Variáveis da Microestrutura e de processos que podem influenciar no Limite de Resistência à Tração em ferro fundido cinzento.

(Adaptado de Guesser, 2009).

Fonte: GUESSER, 2009.

3.3 AUMENTO DE RESISTÊNCIA DE FERROS FUNDIDOS CINZENTOS

3.3.1 Endurecimento por Solução Sólida

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intersticiais têm efeito endurecedor bem maior que átomos substitucionais.

A utilização de elementos formadores, ou estabilizadores, de carbonetos por solução sólida tem o objetivo de aumentar a resistência do material. A maioria dos elementos de liga como (Si), (P), (Cr), (Mo), (W), (V) e (Nb), atuam de tal forma na resistência mecânica dos ferros fundidos cinzentos, pois são considerados formadores de carbonetos [TORTORELLI, 1974]. Os elementos grafitizantes também são utilizados em conjunto com os estabilizadores de carbonetos, com a finalidade de equilibrar as propriedades resultantes do material.

3.3.1.1 Elementos Grafitizantes

Os elementos grafitizantes elevam o valor do Carbono Equivalente e promovem a formação da grafita na solidificação, o que está ligado à solubilidade do Carbono no ferro líquido. Os principais elementos grafitizantes do ferro fundido cinzento são: Carbono (C), Silício (Si), Alumínio (Al), Níquel (Ni), Cobre (Cu), Estanho (Sn) e Titânio (Ti). Todos os elementos de liga, quando adicionados em baixos teores, tendem a aumentar a resistência à tração e também a dureza do material. O (Ni) e o (Cu) possuem efeitos muito semelhantes e ambos neutralizam a tendência ao coquilhamento gerada pelos elementos estabilizadores de carbonetos. No entanto, o (Cu) é ligeiramente mais eficiente que o (Ni) e também mais econômico [SOUZA SANTOS, 1991;PIESKE, 1980].

3.3.1.2 Elementos Estabilizadores de Carbonetos

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pelo fato do Molibdênio (Mo) ser muito caro [SOUZA SANTOS, 1991; PIESKE, 1980].

Segundo KANNO (2005), a tendência à grafitização ou à estabilização de carbonetos está ligada à temperatura eutética da liga. O efeito dos principais elementos de liga que causam endurecimento por solução sólida no ferro fundido cinzento, e consequentemente influenciam o valor de estabilidade da temperatura eutética, menor que 350°, é mostrado na tabela (1). MALUF (2007) observou que apesar de todos os elementos aumentarem a dureza da liga, aqueles que formam soluções sólidas intersticiais têm este efeito mais pronunciado que os substitucionais. Além da forma direta, através de formação de solução sólida e de precipitados de segunda fase, os elementos de liga podem atuar indiretamente no aumento da resistência através do refino de grão, dessulfurando ou globulizando sulfetos, estabilizando carbonetos, desgaseificando e, ainda, aumentando a temperabilidade do material.

Tabela 1 – Sequência de elementos de liga favoráveis à grafitização e à estabilização de Carbonetos(Adaptado de KANNO, 2005).

D ec re sc en te Tendência à:

Grafitização Formação de carbetos

Si B

Al S(≥0,45%)

C(CE<3,5) V

Cu Cr

Co S(<0,45%)

P Nb

Ni Sn

C(CE≥3,5) W

Mn Mo Sb Fonte: KANNO, 2005.

3.3.2 Inoculação

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assim, as propriedades mecânicas do material [SOUZA SANTOS 1976]. A inoculação é aplicada em ferros fundidos, primeiramente, para minimizar a formação de carbonetos na estrutura do material, proporcionando um aumento de células eutéticas disponíveis para a formação de grafitas refinadas. O aumento do número de células eutéticas disponíveis diminui o superesfriamento na solidificação, facilitando a solidificação do eutético estável [FULLER, 1977].

A velocidade de difusão do carbono da austenita à grafita é influenciada pela velocidade de resfriamento no estado sólido de difusão, que desta forma tende a aumentar a quantidade de perlita na microestrutura, de maneira diretamente proporcional. Finalmente, o processo de inoculação interfere na formação de grafita, e quanto maior a quantidade de células eutéticas, menores serão as distâncias que o carbono terá que percorrer, e desta forma, a difusão será facilitada. Isto é, à medida que o super-resfriamento aumenta, o número de células eutéticas cresce e, consequentemente, favorece a formação da grafita mais fina e de menor tamanho [SOUZA SANTOS, 1991].

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Figura 5 - Grupos de Inoculantes e os elementos de liga/fases que o formam (Adaptado de VERRAN, 2012).

Fonte: VERRAN, 2012.

3.4 FERRO FUNDIDO CINZENTO E SEUS ELEMENTOS DE LIGA

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PIESKE, 1980]. A figura (6) apresenta a influência do Carbono Equivalente sobre as propriedades de fundição do ferro fundido cinzento.

Figura 6 – Proporcionalidade entre os parâmetros influenciados por diferentes valores de Carbono Equivalente.

Fonte: produção do próprio autor

O Carbono Equivalente (ou grau de saturação) mostra o quão próximo está uma liga da composição eutética. Para que um ferro fundido cinzento tenha boas propriedades mecânicas, ele deve possuir Carbono Equivalente inferior a 4,3; ou seja, de composição hipoeutética. O Carbono Equivalente pode ser medido através da quantificação em peso percentual de Carbono (C), Silício (Si) e Fósforo (P). A equação abaixo demonstra uma maneira de quantificar o CE:

CE = %p(C) +

%p(Si)3

+

%p(P)3

(Equação 1)

(44)

Tabela 2 - Teores de elementos de liga no Ferro Fundido Cinzento (Adaptado de PIESKE, 1980).

Fonte: PIESKE, 1980.

3.4.1 Molibdênio

Um dos elementos mais influentes para o aumento da resistência mecânica e dureza do ferro fundido cinzento, é o molibdênio. Este elemento influencia positivamente, principalmente, no aumento da estabilidade termodinâmica do ferro fundido cinzento. Sua tendência ao coquilhamento é bem inferior que a dos outros elementos estabilizadores de carbonetos. Ele é um forte estabilizador da perlita e incrementa consideravelmente as resistências à tração a elevadas temperaturas e à fluência. Ainda, quando presente em materiais submetidos a elevadas temperaturas, por ser um eficiente estabilizador da perlita, dificulta as transformações na microestrutura, minimizando a decomposição da cementita [BATES, 1986].

Pela boa resistência a temperaturas elevadas, cada vez mais os ferros fundidos cinzentos com adição de molibdênio têm sido utilizados. Esta principal característica faz com que este material seja um substituto economicamente viável e eficaz de aços altamente ligados ou ferros

Elemento

Químico Grafitizantes

Estabilizador de Carbonetos

Teor padrão em % de peso para ação desejada

C* x 0,5 a 0,8

Si* x 1,0 a 3,0

Al x < 0,25

Al x > 4,0

Ni x 0,25 a 3,0

Cu x 0,5 a 2,0

Ti x 0,05 a 0,2

Ti x > 0,2

Mn* x 1,7x(%S) + 0,3 a 0,4

Cr x 0,15 a 1,0

Mo x 0,2 a 0,8

Sn x até 0,15

V x até 0,5

(45)

fundidos. Assim, este elemento torna-se fundamental em aplicações de componentes automobilísticos, ou que simplesmente estejam expostos a elevadas cargas e temperaturas, como: blocos de motor turbo, componentes de fornos, propulsão de navios, coletores de escape do motor, virabrequins necessários para a geração de energia, grandes engrenagens, equipamentos de mineração de grande porte e cabeçotes de motor [NECHTELBERGER, 1980; GUNDLACH, 1983].

Quando o ferro fundido possui a combinação de elementos de liga como o Cromo e Molibdênio, a grafita é influenciada a ponto de que o material apresente significativo aumento de tenacidade. Isto quer dizer que com a presença destes componentes, a energia necessária para propagar uma trinca é bem superior do que quando estes elementos não estão presentes na estrutura do material. Este fato torna o ferro fundido cinzento adicionado de Cromo e Molibdênio um material ideal para aplicações que tenham abrasividade excessiva, por exemplo, os processos de mineração, trituração e moagem, entre outros [INTERNATIONAL MOLYBDENUM ASSOCIATION, 2013]. Ainda, com a adição de Cromo e também Molibdênio, o ferro fundido cinzento possui propriedades satisfatórias como material fundido e faz com que tratamentos térmicos caros não sejam necessários, tornando-se uma opção de excelente relação custo x benefício em comparação a outros materiais deste tipo de aplicação [ARCHER, 1970; BATES, 1986].

TURNBULL (1959) estudou os efeitos causados nas propriedades de tração até a ruptura, a 425C, 540C e 600C, para ferros fundidos cinzentos com adição de diferentes teores de (Cr) e (Mo), quando expostos a estas temperaturas por 100 horas. As figuras (7) e (8) apresentam estes resultados.

(46)

Figura 7 –Influência do teor percentual de Molibdênio em ferro fundido cinzento, 0,16%Cr, no valor máximo de resistência à tração quando exposto

a diferentes temperaturas por 100 horas (Adaptado de TURNBULL, 1959).

Fonte: GUNDLACH, 1983.

Figura 8 –Influência do teor percentual de Molibdênio em ferro fundido cinzento, 0,6%Cr, no valor máximo de resistência à tração quando exposto a

diferentes temperaturas por 100 horas (Adaptado de TURNBULL, 1959).

(47)

3.5 EFEITO DA ALTA TEMPERATURA NO FERRO FUNDIDO CINZENTO

Publicações a respeito de resistência termomecânica de ferros fundidos cinzentos de matriz perlítica ainda são muito escassas. Além disto, poucos estudos publicados a respeito da resistência à tração a quente e fluência de ferros fundidos cinzentos ligados de matriz perlítica, utilizados em cabeçotes de motor a diesel estão disponíveis [GUNDLACH, 1983], um dos grandes motivos é o alto investimento econômico que as pesquisas requerem, em especial tratando-se dos equipamentos necessários para os experimentos.

Entende-se que a temperatura máxima de operação de um cabeçote de motor a diesel esteja entre 480C e 540C [NECHTELBERGER, 1980; RÖHRIG, 1978]. Para ferros fundidos cinzentos de matriz perlítica que trabalhem em temperaturas elevadas, é fundamental que se atente a variações do teor de Silício e Carbono, à estrutura da grafita, e à variação do teor dos elementos de liga [PALMER, 1977], pois estas características estão diretamente relacionadas à deterioração de propriedades que o ferro fundido cinzento possa vir a sofrer em elevadas temperaturas. As propriedades mais afetadas pelo aumento de temperatura são dureza, resistência mecânica e resistência à oxidação, e, alterações dimensionais e microestruturais [GONÇALVES, 2005].

(48)

Esta queda da resistência à tração é atribuída ao início da decomposição da perlita. A cementita presente na perlita, que já é termodinamicamente instável, a esta temperatura decompõe-se em ferrita e grafita. A decomposição pode vir acompanhada de um aumento de volume, mais conhecido como “crescimento” do ferro fundido [NECHTELBERGER, 1980; PALMER, 1976; GILBERT, 1959]. O aumento da temperatura e o tempo de exposição são condições que então implicam na decomposição da cementita, a qual ocorre por processo de difusão [MALUF, 2007; KATTUS, 1959].

A grafita do ferro fundido cinzento perlítico, quando exposto a elevadas temperaturas por longos tempos tende a acrescer em tamanho e exibir oxidação interna ao longo de seus veios. O crescimento acontece principalmente por haver alteração da microestrutura, onde a matriz decomposta em ferrita vem acompanhada da formação de grafita explodida (aumentada). A transformação microestrutural ocorre porque o Carbono presente na matriz se difunde para a grafita depositando-se nas lamelas de grafita já existentes [GUNDLACH, 1983; GILBERT, 1959].

A figura (9) apresenta o resultado de ensaios de tração até ruptura a elevadas temperaturas para ferros fundidos cinzentos perlíticos não ligados, que mostra a brusca queda da resistência à tração acima de 400°C, devido à decomposição da perlita.

(49)

Figura 9 –Variação do Limite Máximo de Resistência à Tração pela Temperatura para diferentes composições de ferros fundidos cinzentos

não ligados. (Adaptado de PALMER, 1977)

Fonte: PALMER, 1977.

Quando os materiais estão sob taxa de deformação constante o crescimento de trincas pode ocorrer, gerando diferentes respostas da deformação do material. Além da solicitação mecânica, estando um metal também exposto a elevada temperatura, ele ainda poderá ter sua microestrutura comprometida. O tempo pelo qual é mantido à elevada temperatura pode implicar em significativas reduções da resistência do material. A relação existente entre o tempo de exposição e as propriedades mecânicas pode variar de acordo com o material, e depende muito de qual é a temperatura a que este material está sujeito [FUCHS, 1980]. Quanto mais elevadas as temperaturas, maiores são os danos causados ao material.

(50)

temperatura de exposição. A figura (10) apresenta os resultados deste estudo.

Figura 10 – Variação da tensão de tração em função do parâmetro de Karson-Miller (tempo e temperatura) para ferros fundidos cinzentos ligados e não ligados. (Adaptado de Kattus & McPherson,

1959).

Fonte: KATTUS, 1959

(51)

Tabela 3 –Variação do Limite Máximo de Resistência à Tração de diversas Ligas para Temperatura Ambiente e 540°C.

Fonte: Adaptado de GONÇALVES, 2005.

3.6 FRATURA EM FERRO FUNDIDO CINZENTO PERLÍTICO

A grafita nos ferros fundidos cinzentos apresenta-se na forma de veios, os quais estão envoltos pela matriz perlítica. A fratura frágil (CLIVAGEM) destes materiais normalmente ocorre na grafita, onde nucleiam as trincas e propagam-se nesta fase. A forma da grafita é a principal influente sobre o modo de fratura de um ferro fundido cinzento. Seus veios agem como entalhes na matriz, favorecendo a nucleação de trincas [SOUZA SANTOS, 1991; RIEDEL, 1987].

Simultaneamente ocorre o crescimento da trinca principal e das microtrincas, o que não se consegue distinguir. A distribuição das partículas de grafita possui forte influência na propagação das trincas. Quando elas seguem aumentando ocorre grande deformação plástica, que ao preceder a fratura, limitam-se a algumas regiões da perlita, entre células eutéticas [GUESSER, 2009].

(52)

deve às deformações envolvidas no processo de fratura [GUESSER, 2009].

3.6.1 Fraturas a Temperaturas Elevadas

Fraturas resultantes de ensaios de tração a elevadas temperaturas estão muitas vezes sujeitas a iniciarem seu processo por nucleação no contorno de grão. Experimentalmente observa-se que a fratura em altas temperaturas é predominantemente intergranular, originada na redução da coesão dos contornos de grão. Para manter a continuidade entre os grãos durante a deformação plástica do ferro fundido cinzento, é necessário que ocorra o deslizamento relativo dos grãos. Este processo, embora ocorra em todas as ocasiões, torna-se mais intenso e relevante em altas temperaturas, devido ao aumento da difusividade e da fração de equilíbrio de lacunas [RIEDEL, 1987].

Quando ocorre fratura do material em condições combinadas de solicitação mecânica e exposição à elevada temperatura por extenso período, a superfície de separação dos contornos de grão pode exibir complexas formas de superfícies sobrepostas. A exposição a elevadas temperaturas também pode resultar em fragilização e subsequente fratura intergranular como consequência de oxidação interna ao longo do contorno de grão. O contorno de grão pode ser alterado pela formação de óxidos e a partir deste ponto, a fratura poderá ser regida por mecanismos de fragilização por oxidação [RIEDEL, 1987; TORTORELLI, 1974].

(53)

Neste momento o ponto de fusão dos óxidos que se formam deve ser avaliado e considerado. Ainda, deve-se checar a combinação dos elementos de liga presentes no material, pois podem reduzir a temperatura eutética do material. Combinações pontuais de alguns elementos de liga podem gerar tais alterações, e caso o material seja exposto a valores de temperatura superiores, é possível que o óxido formado venha a sofrer uma transformação de estado e torne-se líquido, podendo causar fratura por rápida oxidação e degradação da estrutura [TORTORELLI, 1974; GENTIL, 2003]. A tabela (4) apresenta temperaturas máximas recomendadas para uso de algumas ligas ferrosas em algumas combinações específicas de elementos de liga.

Tabela 4 – Temperaturas Máximas Recomendadas para uso de algumas Ligas Ferrosas (Adaptado de GENTIL, 1982)

(54)
(55)

4. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

4.1 MATERIAIS

Três diferentes materiais, A, B e C, foram tomados para o estudo das propriedades de ferros fundidos cinzentos perlíticos aplicados a cabeçotes de motor a diesel. São eles:

MATERIAL A – ferro fundido cinzento com matriz 100% perlítica adicionado de 0,21% de Molibdênio;  MATERIAL B – ferro fundido cinzento com matriz

100% perlítica adicionado de 0,27% de Molibdênio;  MATERIAL C – ferro fundido cinzento com matriz

100% perlítica com grafita refinada por inoculação e com teor residual de Molibdênio (0,02%).

A tabela (5) apresenta as principais diferenças entre os três materiais e a quantidade de corpos de prova (CDPs) utilizados na pesquisa para cada um deles. Todos os corpos de prova de cada um dos 3 diferentes materiais foram provenientes de apenas uma corrida. As análises químicas foram feitas e disponibilizadas pela empresa TUPY S.A..

Tabela 5 – Carbono Equivalente (CE), % em peso de Mo e quantidade total de CDPs ensaiados por material.

Materiais CE Mo Total de CDP

A 4,08 0,21 26

B 4,09 0,27 30

C 4,08 0,02 24

Fonte: produção do próprio autor.

4.2 MÉTODOS E EQUIPAMENTOS

4.2.1 Ensaio de Tração até Ruptura a Elevadas Temperaturas

(56)

provenientes da mesma corrida de fundição, para cada material estudado), para a realização de ensaios de tração até ruptura em oito diferentes temperaturas, tendo sua distribuição de temperaturas de ensaios apresentada na tabela (6).

Tabela 6 – Distribuição dos CDP por material estudado e temperaturas

de ensaio

Quantidade de CDP por material e

TºC de Ensaio

Temperatura de Ensaio (ºC)

Total por material

20 200 300 350 400 450 500 550

Material A 4 3 3 3 3 3 3 4 26

Material B 5 3 3 4 3 3 4 5 30

Material C 3 3 3 3 3 3 3 3 24

Total por

TºC 12 9 9 10 9 9 10 12 80

Fonte: produção do próprio autor.

(57)

Figura 11 – Corpo de Prova (CDP) segundo norma JIS-G 0567 utilizado nos ensaios de tração até ruptura a elevadas temperaturas.

(58)

Figura 12 –Máquina de Ensaios Mecânicos Shimadzu Servopulser, modelo EHF-EM300K1-070-1A.

(59)

Para os ensaios a elevadas temperaturas, a máquina dispõe de um forno tubular que é aquecido por resistência elétrica, permitindo ensaios de até 1000°C. O forno é composto de três resistências elétricas: superior, central e inferior de 1,25kW, 1kW e 1,3kW respectivamente. O forno possui 140mm de diâmetro e 240mm de altura, sendo estas suas dimensões internas. A temperatura do forno é medida através de 3 termopares presentes no interior do forno, sendo que a leitura é feita pelo painel de controle, da marca Mitsubishi. O painel além de mostrar as temperaturas internas, também permite controlar a taxa de calor emitida pelas 3 resistências elétricas independentemente.

Os ensaios foram executados com taxa de deformação de 0,1mm/min para temperaturas elevadas e 5mm/min para temperatura ambiente, conforme a norma NM-ISO 783:96 (Metallic Materials - Tensile Testing at Elevated Temperature),.

Durante a fase de ensaios preliminares, no início da pesquisa, a cada diferente temperatura de ensaio, as 3 resistências elétricas do forno eram acionadas para que o forno alcançasse a temperatura determinada para execução do ensaio de tração até ruptura. Através do painel de controle aguardava-se que os 3 termopares convergissem à temperatura requerida, com variações de no máximo ±3°C. Após o equilíbrio térmico entre os 3 termopares, entendia-se que apenas neste momento a superfície do CDP teria também atingido a temperatura de ensaio. No entanto, após a realização dos ensaios preliminares, algumas diferenças foram observadas na magnitude da resistência à tração em relação à literatura. Com investigações das diferenças encontradas, pode-se entender que o material estava sendo exposto à temperatura de ensaio por tempos demasiadamente prolongados, e a origem desta constatação estava no procedimento da estabilização de temperatura de ensaio no forno.

(60)

abaixo dessa mesma referência. A extensão de 85mm que é garantida pela resistência central cobre as dimensões do CDP utilizado neste estudo, que possui 70mm entre as cabeças de fixação.

Os Ensaios Preliminares permitiram:

 Aprofundar o entendimento dos fenômenos que regem o comportamento mecânico a elevadas temperaturas;

 Avaliar diferenças encontradas entre os resultados dos ensaios e literatura;

 Realizar experimentos para avaliação de zonas isotérmicas do forno, constatando principal origem das diferenças entre ensaios preliminares e literatura;

 Definir Metodologia adequada para avaliação de comportamento mecânico do material a elevadas temperaturas da pesquisa.

A figura (13) mostra o esquema utilizado para investigação dos procedimentos preliminares e validação dos procedimentos utilizados nesta pesquisa.

Para os ensaios da pesquisa que geraram os resultados deste trabalho, adotou-se o procedimento de aguardar apenas que o termopar central atingisse a temperatura de ensaio, uma vez que a análise descrita acima mostrou que a partir deste momento a superfície do corpo de prova alcança a temperatura de ensaio objetivada.

O tempo de espera para que a superfície do CDP atingisse a temperatura de ensaio ficou em torno de 15min. Ou seja, este foi o tempo médio necessário para que a resistência central emitisse suficiente energia ao sistema, garantindo que o forno e a superfície do CDP estivessem na temperatura de ensaio.

(61)

Figura 13 –Esquema de ensaio para verificação de área isotérmica no forno da Máquina de Ensaios Mecânicos Shimadzu Servopulser, modelo

EHF-EM300K1-070-1A.

Fonte: produção do próprio autor.

(62)

Figura 14 –Fluxograma detalhado para ensaio de tração até ruptura a elevadas temperatura.

Continuação...

(63)

Figura 14 –Fluxograma detalhado para ensaio de tração até ruptura a elevadas temperatura (continuação)...

(64)

Figura 15 –Fluxograma resumido para ensaio de tração até ruptura a elevadas temperatura.

Fonte: produção do próprio autor.

O resultado de Limite Máximo de Resistência à Tração originou-se da média do total de corpos de prova rompidos na temperatura de ensaio, que teve um número mínimo de corpos de prova igual a 3 e máximo de 5, dependendo da temperatura.

4.2.2 Ensaios de Estabilidade da Microestrutura (Banho de sais)

(65)

apresenta a distribuição das 12 amostras utilizadas nos ensaios em banhos de sais.

Tabela 7 – Distribuição dos CDP utilizados em banho de sal por temperatura e tempos de exposição.

Temperatura

(ºC) 60 Tempo (min) 90

400 B.19.1 B.25.1

450 B.19.2 B.25.2

500 B.19.3 B.25.3

550 B.19.4 B.25.4

Fonte: produção do próprio autor.

Os ensaios foram realizados com sais específicos para as faixas de temperatura avaliadas, que garantem a integridade microestrutural do material, sem influenciar nos resultados. As amostras foram submetidas à exposição à elevada temperatura por 5min, tempo que garante a homogeneização da temperatura do corpo de prova, e depois ficaram expostas à temperatura elevada pelo exato tempo de ensaio que se propunha. Depois de finalizado o ensaio, as amostras eram levadas a fornos de atmosfera controlada, onde não se expunham à oxidação, resfriando até temperatura ambiente.

4.2.3 Análises Metalográficas

(66)

resultado de cada temperatura ensaiada originou-se da análise de um mínimo de 120 imagens (menor quantidade de corpos de prova por temperatura de ensaio = 3).

A avaliação do percentual de cementita por milímetro quadrado foi feita apenas para o material B, que consistiu na tomada de imagens com 5.000 vezes de aumento, feitas através de Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV), da UDESC. Cada corpo de prova teve 10 imagens avaliadas com auxílio do software Image Pró-Plus (versão 6.2.1.491) da empresa Media Cybernetics. Após os corpos de prova serem cortados, embutidos e preparados e atacados com NITAL 3% para revelação da matriz, cada um deles teve 10 imagens aleatórias (5.000x de aumento) em que o software compilou e gerou o resultado médio através do método comparativo por diferença de tonalidades de Pixels de imagens bifásicas. Desta forma, o resultado da medição de cada corpo de prova originou-se da análise de 10 imagens. E, o resultado de cada temperatura ensaiada originou-se da análise de um mínimo de 30 imagens (menor quantidade de corpos de prova por temperatura de ensaio = 3).

4.2.4 Ensaios de Microdureza

Também os ensaios de microdureza foram realizados apenas para o material B, com amostras que foram submetidas à elevada temperatura por tempo padrão, e depois de resfriadas tiveram sua microdureza analisada.

Todos os corpos de prova tiveram cinco medições aleatórias, que foram realizadas em laboratórios da empresa TUPY S.A. em um microdurômetro da marca Shimadzu, modelo DUH – W211 Series Micro Hardness Tester, penetrador em forma de pirâmide triangular com ângulo de 115º, com carga de 0,5 mN. O resultado médio de microdureza resultou de no mínimo 15 valores, que se originaram da média de 5 medições para no mínimo 3 CDP por temperatura de ensaio.

4.3 Importância da Definição dos Métodos

(67)

material B, uma vez que a curva do Limite Máximo de resistência apontava para este material como o de melhor desempenho na aplicação de cabeçotes de motor a diesel.

(68)
(69)

5. RESULTADOS E DISCUSSÕES

5.1 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NA MICROESTRUTURA

O resultado das análises metalográficas das duas ligas estudadas é apresentado na tabela (8), que mostra os valores do percentual de grafita/mm2 para as ligas A e B, tempo de exposição a quente e temperatura de avaliação. Percebe-se que com o aumento da temperatura os valores do percentual de grafita/mm2 crescem discretamente até

300°C. Entre 300°C e 350°C os valores caem, voltando a aumentar para temperaturas superiores a 350°C. Acredita-se que o aumento, mais conhecido como “crescimento” da grafita, após 350°C tenha origem no processo de decomposição da cementita com o aumento da temperatura.

Tabela 8 –Resultados da análise do percentual de grafita por milímetro quadrado para os materiais A e B expostos a diferentes temperaturas e

tempos.

Fonte: produção do próprio autor.

(70)

estável, dificultando o processo de decomposição da cementita. A liga B, que possui 0,06% a mais de molibdênio do que a liga A, apresentou menores valores no aumento percentual de grafita, quando comparadas as mesmas temperaturas e tempos de exposição.

Os tipos de grafita e de matriz não variaram com nenhum parâmetro de ensaio, sendo principalmente classificado como A para o tipo de grafita, e matriz 100% perlítica, em ambos os materiais (A e B). Os tamanhos de grafita tiveram pequena variação, sendo que a média para o material A ficou distribuída em torno de 18,4% do tamanho 8 (0,01 a 0,015mm), 26,5% do tamanho (0,015 a 0,03mm), 30% do tamanho 6 (0,03 a 0,06mm), 20% do tamanho 5 (0,06 a 0,12mm), 5% do tamanho 4 (0,12 a 0,25mm) e 0,1% do tamanho 3 (0,25 a 0,5mm).

Já o material B, que foi analisado também com diferentes tempos de exposição, teve uma variação ligeiramente superior ao material A. As amostras ensaiadas com tempo de exposição padrão ficaram distribuídas em torno de 16% do tamanho 8 (0,01 a 0,015mm), 31,5% do tamanho (0,015 a 0,03mm), 30% do tamanho 6 (0,03 a 0,06mm), 17,6% do tamanho 5 (0,06 a 0,12mm), 4,7% do tamanho 4 (0,12 a 0,25mm) e 0,2% do tamanho 3 (0,25 a 0,5mm). Esta variação talvez seja em função do percentual de molibdênio presente em cada um dos materiais.

Para as amostras do material B que tiveram 60 e 90min de exposição a elevadas temperaturas, a distribuição média resultante foi bem similar e ficou com 16% do tamanho 8 (0,01 a 0,015mm), 30,6% do tamanho (0,015 a 0,03mm), 29,4% do tamanho 6 (0,03 a 0,06mm), 18,6% do tamanho 5 (0,06 a 0,12mm), 5,1% do tamanho 4 (0,12 a 0,25mm) e 0,3% do tamanho 3 (0,25 a 0,5mm).

(71)

Figura 16 – Curva do % de grafita/mm2 em função temperatura de ensaio e tempo de exposição após homogeneização térmica dos materiais A e B.

(72)

Tabela 9 –Percentual médio dos tamanhos de grafita medidos para os materiais A e B a diferentes temperaturas e tempos de exposição.

(73)
(74)

Figura 17 – Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura ambiente e 200°C da mesma área microestrutural em cada uma das temperaturas do material B.

(75)

Figura 18 – Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura 300°C e 350°C da mesma área microestrutural em cada uma das temperaturas do material B.

(76)

Figura 19 – Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura 400°C e 450°C da mesma área microestrutural em cada uma das temperaturas do material B.

(77)

Figura 20 – Imagens com diferentes aumentos (200x, 500x e 1.000x) à temperatura 500°C e 550°C da mesma área microestrutural em cada uma das temperaturas do material B.

(78)

A análise da cementita presente na matriz perlítica foi realizada para o material B. A figura (21) apresenta a curva do percentual de cementita em função da temperatura. A variação pode ser explicada pela decomposição da perlita com o aumento da temperatura. A figura (21) mostra que, em geral, o percentual de cementita diminui com o aumento da temperatura e que os CDPs ensaiados até 350C apresentaram leve decréscimo. Acima de 350C, a diminuição do percentual de cementita é mais acentuado, e que a partir daí os percentuais caem bruscamente com o aumento da temperatura. Isto quer dizer que quanto mais alta é a temperatura, maior é a degradação da perlita. A tabela (10) apresenta os valores percentuais de ferrita e cementita presentes na perlita como resultantes da análise.

Figura 21 –Curva dos resultados da análise percentual de cementita por milímetro quadrado para o material B exposto a diferentes temperaturas

por tempo padrão.

(79)

Tabela 10 –Resultados da análise percentual de cementita por milímetro quadrado para o material B exposto a diferentes temperaturas.

Fonte:produção do próprio autor.

(80)

Figura 22 –Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de aumento (Fe3C = 58%-TA e 51%-200°C).

(81)

Figura 23 –Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de aumento (Fe3C = 48%-300°C e54%-350°C).

(82)

Figura 24 –Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de aumento (Fe3C = 33%-400°C e 31%-450°C).

(83)

Figura 25 –Imagens comparativas da perlita, material B, 5.000x de aumento (Fe3C = 29%-500°C e 23%-550°C).

Fonte:produção do próprio autor.

(84)

perlita decomposta. Em suma, as análises convergem para a decomposição da cementita, como mostrado na figura (26).

Figura 26 – Processo de decomposição da cementita presente na perlita.

Fonte:produção do próprio autor.

O processo de decomposição da perlita apresentou-se como a principal causa observada nas análises microestruturais para a redução de resistência dos materiais estudados. Na sequência será possível conhecer como a temperatura influenciou os 3 materiais ensaiados dentro desta pesquisa.

5.2 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NO LIMITE MÁXIMO DE RESISTÊNCIA À TRAÇÃO

Os resultados dos ensaios de tração até ruptura para os materiais A, B e C, desde a temperatura ambiente até 550°C, com tempo zero de exposição extra à elevada temperatura, são apresentados na tabela (11), que resulta dos ensaios de tração até ruptura a diferentes temperturas. A influência do aumento da temperatura também pode ser observada na figura (27). De maneira geral pode-se comentar dos três materiais que até 200°C a resistência à tração apresentou um leve decréscimo, voltando a subir em 300°C.

(85)

Nesta comparação fica evidente a influência que o aumento de teor deste elemento de liga pode causar. Apenas 0,06% de Molibdênio geraram uma diferença média de 28MPa (9%) nesta propriedade à temperatura ambiente, e 32MPa (14%) a 400°. O aumento percentual médio do limite de resistência à tração, causado por 0,06% de Molibdênio, ficou em torno de 11%. Já o material C, à temperatura ambiente apresenta valor superior do Limite Máximo de resistência à tração. No entanto, com o aumento da temperatura apresentou valor inferior ao material B, já a partir de 200°C, e inferior ao material A acima de 500°C.

Tabela 11 – Valores médios de LRT resultantes de ensaios de tração até ruptura dos materiais A, B e C a diferentes temperaturas.

(86)

Figura 27 – Comportamento da Resistência à Tração dos 3 ferros fundidos cinzentos quando submetidos a ensaio de tração até a ruptura em diferentes temperaturas.

(87)

Durante os ensaios de resistência à tração a quente, também foram analisadas outras duas propriedades mecânicas: Limite de escoamento (0,2%) e deformação específica.

A tabela (12) apresenta os resultados obtidos, e as figuras (28) e (29) mostram o comportamento dos 3 materiais destas propriedades em relação à temperatura. De maneira geral, o limite de escoamento teve as mesmas tendências que o Limite de resistência à tração, e o material que apresentou maiores valores de deformação específica, tanto à temperatura ambiente como à elevada, foi o A.

Tabela 12 – Valores dos ensaios de Microdureza realizados nos CDPs do material B, anteriormente submetidos a ensaio de tração a elevadas

temperaturas.

(88)

Figura 28 – Curva de Limite de Escoamento (0,2%) dos materiais A, B e C em relação às temperaturas de ensaio.

(89)

Figura 29 – Curva de Deformação Específica (%) dos materiais A, B e C em relação às temperaturas de ensaio.

(90)

5.3 Influência da Temperatura na Microdureza

A tabela (13) apresenta o resumo dos ensaios de microdureza do material B, detalhando os valores máximos e mínimos resultantes da média dos corpos de prova ensaiados a diferentes temperaturas.

A figura (30) expõe resultados, para cada temperatura, dos ensaios de microdureza realizados com o material B. Observa-se que a tendência da curva tem o mesmo comportamento da curva que expressa os valores de cementita presentes na perlita do mesmo material.

Tabela 13 –Valores dos ensaios de Microdureza realizados nos CDPs do material B, anteriormente submetidos a ensaio de tração a elevadas

temperaturas.

Fonte:produção do próprio autor.

5.4 ANÁLISE DA FRATURA

(91)

Figura 30 – Valores percentuais de microdureza do material B, tendo o valor da dureza à temperatura ambiente como parâmetro.

(92)

Figura 31 –Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b) 400C. (MEV, 330x de aumento).

(93)

Figura 32 –Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b) 400C. (MEV, 750x de aumento).

Fonte:produção do próprio autor.

(a)

(94)

Figura 33 –Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b) 400C. (MEV, 1500x de aumento).

Fonte:produção do próprio autor.

(a)

(95)

Figura 34 –Superfície fraturada da liga A (a) temperatura ambiente; (b) 400C. (MEV, 3000x de aumento).

Fonte:produção do próprio autor.

(a)

(96)
(97)

6. CONCLUSÃO

Os ensaios permitiram entender e concluir que condições de serviço a elevadas temperaturas influenciam intimamente no comportamento dos ferros fundidos cinzentos perlíticos, e a estreita relação que também o tempo de exposição a estas temperaturas tem sobre o material.

Com o aumento da temperatura, a resistência à tração do material sofre decréscimo, e para diferentes tempos de exposição à mesma temperatura, o mesmo material apresentou consideráveis diferenças em suas propriedades, influenciado pela temperatura. Temperatura e tempo interferem ainda, na deformação, na microdureza dos materiais, bem como no mecanismo de fratura.

Os resultados obtidos neste estudo permitem as seguintes conclusões:

 O molibdênio foi efetivo no sentido de minimizar os efeitos da elevada temperatura sobre as propriedades mecânicas do material em estudo.

 O molibdênio confirma a sua característica de estabilizador da perlita.

 A influência do tempo de exposição dos materiais a altas temperaturas ficou exposta através das análises metalográficas realizadas.

 O teor de molibdênio influenciou no comportamento mecânico da liga a temperaturas elevadas, ocorrendo incrementos nos valores de resistência com a adição de maior quantidade deste elemento.  O material com grafita refinada apresentou valor de resistência à

tração superior ao das ligas com Molibdênio. No entanto, à elevada temperatura não pode minimizar os efeitos de decomposição da perlita tão bem como os materiais ligados ao Molibdênio.

(98)
(99)

7. SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS

Esta pesquisa poderá ser enriquecida com uma gama de trabalhos sobre a influência da temperatura em propriedades mecânicas de diferentes materiais:

 Avaliar a inversão de tendências das propriedades estudadas a 350°C e temperaturas vizinhas.

 Aumentar o teor de outros elementos de liga e verificar seu efeito na microestrutura e propriedades mecânicas.

 Buscar potenciais estabilizadores da matriz à elevada temperatura.

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