heloÍza dÖering gasparin propriedades mecÂnicas a … doering gasparin.pdf · callister, 2011)....

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

PROPRIEDADES MECÂNICAS A ALTAS TEMPERATURAS DE

FERROS FUNDIDOS CINZENTOS APLICADOS A

CABEÇOTES DE MOTOR A DIESEL

JOINVILLE / SC

2015

3





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

JOINVILLE, SC

2015

4

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

CDD: 620.16 – 23.ed.

5





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

Joinville, 15/12/2014.

7

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!!!

(De meu próprio cunho, Heloíza Döering Gasparin)

9

Dedico este trabalho,

...ao Deus que me olha nos olhos,

...aos anjos que me guardam,

...à família que completo e me completa,

...aos amigos que me motivam autenticidade

e mútua confiança,

...à amada filha, Letizia, que me permitiu o

dom de gerar a vida,

...ao amado esposo, Lincoln, que comigo

exercita a arte de viver a vida:

“amar só se aprende amando, dia a dia”...

11

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.

- À empresa TUPY S.A., pelo fornecimento dos Corpos de Prova

utilizados nos ensaios, bem como a oportunidade de utilizar o acervo

bibliográfico e os laboratórios de pesquisa.

12

- 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.

- À minha família, Lincoln e Letizia, pela compreensão, apoio,

motivação, carinho e dedicação, a vocês meu especial e primordial

agradecimento.

13

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.

Este trabalho de pesquisa apresenta os efeitos de elevadas temperaturas

e do tempo de exposição sobre as propriedades mecânicas do ferro

fundido cinzento de matriz perlítica, material comumente aplicado a

cabeçotes de motor a diesel. Foram avaliados três ferros fundidos da

classe FC300, com diferentes percentuais de molibdênio e diferentes

mecanismos de endurecimento. Dois dos materiais possuem diferentes

teores de molibdênio e o terceiro contém teores de molibdênio

desconsideráveis, no entanto, possui grafita refinada. Ensaios de tração

até ruptura a quente foram realizados em corpos de prova com diâmetro

de 10 mm, usinados de um pino bruto de 30 mm de diâmetro. Os

ensaios de tração foram realizados a frio (temperatura ambiente) e a

quente (200°C, 300°C, 350°C, 400°C, 450°C, 500°C e 550°C). Os

tempos de exposição a elevadas temperaturas, após homogeneização

térmica do material, foram de 0 (padrão), 60 e 90 minutos. As amostras

com o maior percentual de molibdênio (0,27% em peso) apresentaram

melhores propriedades mecânicas para as condições de elevada

temperatura. À temperatura ambiente, o material com grafita refinada

teve valores de resistência à tração mais elevados em relação aos outros

dois materiais. As propriedades mecânicas de microdureza, tensão de

escoamento 0,2% e deformação específica complementaram a análise do

comportamento destas propriedades à elevada temperatura. De acordo

com os resultados obtidos, a redução na resistência mecânica com a

elevação da temperatura é atribuída à ocorrência de decomposição da

perlita, como resultado da difusão do carbono vindo da cementita

migrando à grafita, que é o responsável pelo aumento da quantidade de

grafita no material. As análises metalográficas evidenciaram a

ocorrência deste fenômeno. Aumentos no tempo de exposição a

temperaturas elevadas também contribuíram para a degeneração da

perlita. Toda avaliação microestrutural se deu por análise de percentuais

14

de grafita, cementita e tamanho da grafita a diferentes temperaturas de

ensaio, bem como diferentes tempos de exposição à elevada

temperatura.

Palavras-chave: Ferro fundido cinzento. Perlita. Temperaturas

elevadas. Propriedades mecânicas.

15

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.

This investigation study shows the effects of high temperatures and

exposure time on the mechanical properties of one perlitic gray cast iron

commonly applied to diesel engine cylinder heads. The effects were

evaluated in samples which come from three different cast irons, FC300

class, with different percentages of molybdenum and different hardening

mechanisms. Two of them have different amounts of molybdenum and

the third did not have significant amounts of molybdenum, however,

have refined graphite. The high temperature rupture tensile tests were

performed on specimens with 10mm diameter, machined from bars

30mm diameter. The tests were performed at room and high temperature

(200°C, 300°C, 350°C, 400°C, 450°C, 500°C and 550°C). The exposure

times at elevated temperatures, after material heat homogenization, were

0min (default), 60min and 90 minutes. Samples with highest

percentage of molybdenum (0.27 wt%) had the best mechanical

properties for high temperature conditions. At room temperature, the

material with refined graphite had higher strength resistance values

when compared to the other two materials. The mechanical properties

evaluated by measurements of microhardness, yield strength (0.2%) and

specific strain complement the behavior analysis of these properties at

elevated temperature. According to the obtained results, the stress

strength decreases with the temperature incrementing. This is attributed

to the pearlite matrix decomposition occurrence as a result of the carbon

diffusion process. The Carbon from cementite goes by diffusion to the

graphite, which is the responsible for the increase graphite percentage in

the material. Metallographic analyzes indicate the occurrence of this

phenomenon. Increases in high-temperature exposure time also

contributed to the perlite degeneration. All microstructural evaluation

were made by analysis of cementite and graphite percentage, graphite

size for different test temperatures and different times of exposure to

high temperature.

16

Keywords: Gray cast iron. Perlite. High temperatures. Mechanical

properties.

LISTA DE FIGURAS

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


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

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). 50

Figura 11 – Corpo de Prova (CDP) segundo norma JIS-G 0567 utilizado

nos ensaios de tração até ruptura a elevadas temperaturas. 57

18

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


temperatura 300°C e 350°C da mesma área microestrutural em cada uma

das temperaturas do material B. 75







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


aumento (Fe3C = 48%-300°C e54%-350°C). 81


aumento (Fe3C = 33%-400°C e 31%-450°C). 82

19


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)

400C. (MEV, 330x de aumento). 92







21

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 – Sequência de elementos de liga favoráveis à grafitização e à

estabilização de Carbonetos (Adaptado de KANNO, 2005). .................. 40

Tabela 2 - Teores de elementos de liga no Ferro Fundido Cinzento

(Adaptado de PIESKE, 1980) ................................................................. 44

Tabela 3 – Variação do Limite Máximo de Resistência à Tração de

diversas Ligas para Temperatura Ambiente e 540°C. ............................. 51

Tabela 4 – Temperaturas Máximas Recomendadas para uso de algumas

Ligas Ferrosas (Adaptado de GENTIL, 1982) ........................................ 53

Tabela 5 – Carbono Equivalente (CE), % em peso de Mo e quantidade

total de CDPs ensaiados por material. ..................................................... 55

Tabela 6 – Distribuição dos CDP por material estudado e temperaturas de

ensaio ...................................................................................................... 56

Tabela 7 – Distribuição dos CDP utilizados em banho de sal por

temperatura e tempos de exposição. ........................................................ 65

Tabela 8 – Resultados da análise do percentual de grafita por milímetro

quadrado para os materiais A e B expostos a diferentes temperaturas e

tempos. .................................................................................................... 69

Tabela 9 – Percentual médio dos tamanhos de grafita medidos para os

materiais A e B a diferentes temperaturas e tempos de exposição. ......... 72

Tabela 10 – Resultados da análise percentual de cementita por milímetro

quadrado para o material B exposto a diferentes temperaturas. .............. 79

Tabela 11 – Valores médios de LRT resultantes de ensaios de tração até

ruptura dos materiais A, B e C a diferentes temperaturas. ...................... 85

Tabela 12 – Valores dos ensaios de Microdureza realizados nos CDPs do

material B, anteriormente submetidos a ensaio de tração a elevadas

temperaturas. ........................................................................................... 87

Tabela 13 – Valores dos ensaios de Microdureza realizados nos CDPs do

material B, anteriormente submetidos a ensaio de tração a elevadas

temperaturas. ........................................................................................... 90

23

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

γ - Austenita

25

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO 27

2. OBJETIVO 31

3. REVISÃO DA LITERATURA 33

3.1 FERROS FUNDIDOS 33

3.2 FERRO FUNDIDO CINZENTO 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

3.4 FERRO FUNDIDO CINZENTO E ELEMENTOS DE LIGA 42 3.4.1 Molibdênio 44

3.5 EFEITO DA ALTA TEMPERATURA NO FERRO FUNDIDO

CINZENTO 47

3.6 FRATURA EM FERRO FUNDIDO CINZENTO PERLÍTICO 51 3.6.1Fraturas a Temperaturas Elevadas 52

4. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL 55

4.1 MATERIAIS 55 4.2 MÉTODOS E EQUIPAMENTOS 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

5.1 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NA MICROESTRUTURA 69 5.2 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NO LIMITE MÁXIMO DE

RESISTÊNCIA À TRAÇÃO 84 5.3 INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NA MICRODUREZA 90

26

5.4 ANÁLISE DA FRATURA 90

6. CONCLUSÃO 97

7. SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS 99

REFERÊNCIAS LITERÁRIAS 101

27

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.

Também a potência e temperatura de trabalho a que os

componentes são expostos, tiveram aumentos nos últimos anos, o que

pode ser visto na figura (1) [REICHSTEIN, 2005], sendo a influência da

elevada temperatura o principal foco deste trabalho.

28

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.

Dentro deste contexto, este trabalho visou o entendimento do

comportamento mecânico de diferentes ferros fundidos cinzentos,

aplicados a cabeçotes de motor a diesel, a elevadas temperaturas e

diferentes tempos de exposição, pois estas variações também ocorrem

29

em condições de trabalho. Um maior entendimento das propriedades

destes materiais é de grande valia para a engenharia automobilística,

pois serve como alicerce à desafiante inovação da engenharia

automobilística.

31

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.

Adicionalmente, a pesquisa contemplou o tempo de exposição a

elevadas temperaturas. Os ferros fundidos ligados ao molibdênio

tiveram suas propriedades mecânicas estudadas em diferentes

temperaturas e com diferentes tempos de exposição. Com a variação de

tempo de exposição a altas temperaturas, almejou-se aprofundar o

entendimento da estabilidade microestrutural dos materiais, que é uma

questão fundamental sob o ponto de vista de aplicação.

33

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].

Formando uma classe de ligas ferrosas, os ferros fundidos são

formados por Ferro (Fe) - Carbono (C) - Silício (Si), apresentando

teores de Carbono superiores ou igual a 2,14%. Outros elementos de liga

usualmente podem estar presentes, como por exemplo, Manganês (Mn),

Fósforo (P) e Enxofre (S). O teor de Carbono está normalmente entre

3,0 e 4,5% [CALLISTER, 2011]. Estas ligas, em geral, possuem uma

34

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

O mais antigo e comum dos tipos de ferro fundido é o cinzento.

Por sua fratura exibir uma aparência acinzentada recebeu este nome:

Cinzento. De fato, o responsável por este fenômeno é o carbono, que se

apresenta na forma de lamelas de grafita numa matriz de ferrita, perlita

ou uma mistura das duas. A grafita em formato de lamelas pode se

35

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”.

A grafita possui um efeito de concentração de tensões gerando a

formação de microtrincas na sua extremidade, o que pode causar a

deformação plástica da matriz. Quando a deformação resulta em fratura,

36

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 500C [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 500C, 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].

As propriedades mecânicas do ferro fundido cinzento também

são influenciadas pelo tamanho das partículas de grafita, que está

relacionado aos valores de carbono equivalente. O aumento no teor de

carbono equivalente o reduz o limite de resistência do material,

influenciado pelo aumento da quantidade e do tamanho da grafita,

[MALUF, 2009]. A figura (3) apresenta variações do Limite de

Resistência em função do teor de Carbono Equivalente [WALTON,

1981].

37

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].

A quantidade de perlita na matriz é influenciada principalmente

pelo tipo de grafita. Este efeito pode ser balanceado por uma inoculação

eficiente, a qual promove formação de grafita do tipo A associada à

matriz perlítica, que é fundamental para ferros fundidos cinzentos de

alta resistência. A quantidade de perlita e seu espaçamento interlamelar,

também são influenciados pela velocidade de resfriamento no estado

sólido (refinando e aumentando a quantidade de perlita) e pela adição de

certos teores de elementos de liga (Cu, Sn, Cr e Mn são os mais

comuns). A figura (4) apresenta variáveis da microestrutura e de

38

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

O endurecimento por solução sólida é resultante da adição de

elementos de liga que promovem a formação de soluções sólidas

substituicionais ou intersticiais, dependendo da diferença de raio

atômico entre os átomos de soluto e de solvente e também da

localização dos átomos de soluto na rede cristalina. Se os átomos do

soluto tiverem raios de dimensão semelhantes aos do solvente, a solução

sólida é substituicional, se forem significativamente menores a solução

sólida é intersticial [DIETER, 1981]. De maneira geral, átomos

39

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

Os Elementos estabilizadores de carbonetos retardam a

precipitação de grafita e aumentam a tendência à formação de

carbonetos. Elevam a resistência mecânica do material, tendo muita

influência na estrutura da matriz e no número de células eutéticas. Os

principais elementos estabilizadores de carbonetos são: Manganês (Mn),

Cromo (Cr), Vanádio (V) e Molibdênio (Mo). O aumento da Resistência

Mecânica através da adição de (Cr), (V) ou (Mo) é limitado, uma vez

que o incremento no percentual da liga destes elementos aumenta a

tendência ao coquilhamento. O (Mo) é que apresenta a situação mais

favorável, ele refina a perlita e, principalmente, aumenta as propriedades

a elevadas temperaturas, sendo muito utilizado em conjunto com o (Cr)

40

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

ecre

scen

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

O processo de inoculação nos ferros fundidos ocorre pela

adição de pequenas quantidades de material composto de partículas

nucleantes no metal fundido, pouco antes ou durante o vazamento do

metal líquido, com o objetivo de controlar a microestrutura final e,

41

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].

Um maior número de núcleos potenciais para a nucleação e

crescimento da grafita resulta em uma estrutura mais refinada, que

implica em melhores propriedades mecânicas e físicas [OLAH, 1985]. A

figura (5) apresenta os grupos de principais inoculantes.

42

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

Ferros Fundidos Cinzentos de alta resistência são ligas de baixo

teor de Carbono Equivalente (CE), consequentemente, possuem baixa

fluidez e alta contração na fase de solidificação, o que aumenta a

tendência à formação de carbonetos (pontos duros) e ferrita, associados

à grafita de superesfriamento (pontos moles) [SOUZA SANTOS, 1991;

43

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)

Quando elementos de liga são adicionados ao ferro fundido

cinzento, eles podem agir de diferentes maneiras, dependendo de seus

teores. De forma geral, eles são adicionados para promover um aumento

da resistência mecânica. No processo de endurecimento por solução

sólida os elementos adicionados são classificados em Grafitizantes e

Estabilizadores de Carbonetos [PIESKE, 1980]. A tabela (2) apresenta a

faixa de valores padrão de cada um dos elementos para que não sejam

apenas impurezas, e então possam agir de acordo com a classificação.

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

QuímicoGrafitizantes

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

*para obtenção de matriz perlítica

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 425C, 540C e 600C, 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.

O Cr e Mo aumentam a eficiência dos ferros cinzentos perlíticos

a elevadas temperaturas, no entanto, os elementos de liga não

determinam isoladamente o comportamento do material, que também é

fortemente influenciado pelos tempos e temperatura de exposição.

Acima de 500C, Cr e Mo continuam minimizando os efeitos da

temperatura sob a resistência do material, porém, não são capazes de

impedir os prejuízos da oxidação interna e decomposição da perlita

[RÖHRIG, 1978; PALMER, 1971; GUNDLACH, 1983].

46


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.


cinzento, 0,6%Cr, no valor máximo de resistência à tração quando exposto a

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

Fonte: GUNDLACH, 1983.

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 480C e 540C

[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].

Para a maioria das aplicações a elevadas temperaturas, até

300°C os materiais apresentam satisfatórios valores de estabilidade

estrutural. Isto se deve à estabilidade termodinâmica, que nesta

temperatura ainda não é afetada tão criticamente. Em contrapartida, para

temperaturas maiores que 350°C, a resistência à tração começa a

diminuir ligeiramente. Este comportamento acentua-se notadamente

para temperaturas superiores a 400°C [PALMER, 1977]. PALMER

(1987) considera que acima de 350C, ferros fundidos ligados são

altamente recomendados, pois a partir deste ponto a cementita pode se

tornar ainda mais instável, dependendo do tempo de exposição à elevada

temperatura. O ferro fundido cinzento com adição de Molibdênio

apresenta maior resistência à deformação plástica em temperaturas

superiores a 400C, mesmo sabendo-se que praticamente todos os

materiais desta classe apresentam brusca redução da resistência à tração

quando submetidos a temperaturas em torno de 400C [GILBERT,

1982; GUNDLACH, 1983; RÖHRIG, 2003].

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.

Fadiga, oxidação e fluência são fatores que não podem deixar

de ser citados quando se fala do efeito da elevada temperatura em ferros

fundidos cinzentos. Componentes que em condições de serviço estejam

expostos a elevadas temperaturas, podem estar sujeitos fadiga, oxidação

ou fluência de forma isolada ou, em situações mais críticas, em

conjunto, gerando muitos problemas para a satisfatória aplicação dos

componentes. Quando estes problemas estão sobrepostos, o estudo do

material torna-se ainda mais complexo, pois o número de variáveis que

dizem respeito ao comportamento deste material é ainda maior. Por

exemplo, podem sobrepor-se fatores como: elevadas temperaturas de

trabalho, deformação mecânica, oxidação, microtrincas (fadiga

mecânica ou termomecânica), transformações microestruturais devido

ao tempo de exposição à elevada temperatura (fluência) [CAI, 1999;

GILBERT, 1982].

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.

Kattus & McPherson (1959) realizou estudos de ferros fundido

cinzentos ligados e não-ligados submetidas a cargas de tração a elevadas

temperaturas em função do tempo. Também ele concluiu que a

resistência da liga analisada diminui com o aumento do tempo e da

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

Outros estudos evidenciaram que em temperaturas elevadas a

resistência mecânica é menor em relação à temperatura ambiente.

Turnbull (1959) e Gundlach (1983) determinaram o Limite Máximo de

Resistência à Tração em temperatura ambiente e também a 540°C para

diferentes ligas de ferro fundido cinzento perlítico. A tabela (3)

apresenta estes resultados que apontam as menores variações para as

ligas com maiores teores de Cromo e Molibdênio.

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].

No interior da célula eutética a trinca segue o esqueleto da

grafita. A matriz não influencia tão fortemente o tipo de fratura como a

grafita o faz. Porém, para que seja rompida através dos contornos das

células eutéticas, a grafita exige um aumento da energia de fratura,

tornando este fenômeno a origem da boa resistência do ferro fundido

cinzento. Percebe-se então, a importante relação entre tamanho,

distribuição e quantidade das partículas de grafita e a resistência à

propagação da trinca. A matriz perlítica de materiais rompidos por

ensaio de tração, muitas vezes pode revelar sua estrutura lamelar, isto se

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].

Para fraturas com mecanismo de fragilização por oxidação, sob

solicitação mecânica e exposição à elevada temperatura, pode-se

entender que através das microtrincas geradas pela tração no material

aquecido, segundo RÖHRIG, 2003, “o oxigênio presente na atmosfera

move-se ao longo da interface entre a matriz e as lamelas de grafita,

penetrando rapidamente no interior da estrutura eutética” e reage com os

componentes livres no contorno de grão, formando óxidos por difusão

no estado sólido. Por se tratar de difusão no estado sólido, a oxidação é

influenciada fundamentalmente pela temperatura, pelo gradiente de

concentração do metal e pelas leis de migração em face das

imperfeições reticulares. Reações similares podem ocorrer quando

Nitrogênio, Carbono ou Enxofre se difundem para o interior da liga,

precipitando então Nitretos, Carbonetos ou Sulfetos, respectivamente

[MROWEC, 1978; EVANS, 1960].

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)

Fonte: GENTIL, 2003.

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

Os corpos de prova, figura (11), foram fornecidos pela empresa

TUPY S.A. e obtidos a partir de um pino bruto de fundição com 30mm

de diâmetro e 340mm de altura segundo norma ABNT NBR 6598:1984.

Seguindo a norma NM-ISSO 377-1:96 (Seleção e Preparação) JIS-G

0567/2012 (Dimensões), foram usinadas 80 amostras distribuídas nos 3

ferros fundidos cinzentos estudados (todos os corpos de prova de foram

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

20

0

30

0

35

0

40

0

45

0

50

0

55

0

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


Para realização dos ensaios estáticos de tração à elevada

temperatura, com taxa de deformação constante, utilizou-se a máquina

de ensaios mecânicos SHIMADZU Servopulser, modelo EHF-

EM300K1-070-1A da UDESC, que pode ser vista na figura (12). A

capacidade deste equipamento é de 300kN, no entanto para este estudo,

pode-se fazer uso da célula de carga de 100kN, uma vez que esta

capacidade garante as faixas requeridas para romper o CDP.

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.

Para verificar o gradiente de temperatura que poderia ocorrer no

forno em comparação à leitura feita pelo painel, realizou-se um

procedimento experimental com o auxílio de um termopar móvel

inserido na parte interna do forno. As resistências elétricas foram

configuradas para fornecerem diferentes valores de energia térmica.

Com os dados coletados a partir do termopar móvel, constatou-se que

principalmente a energia térmica emitida pela resistência central

implicava diretamente na estabilização da temperatura de superfície do

CDP utilizado no estudo. O experimento permitiu concluir que apenas a

estabilização da resistência elétrica central, garante uma faixa isotérmica

de 45mm acima do ponto central da resistência elétrica central e 40mm

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.

Após a estabilização da temperatura do forno monitorado pelo

termopar central, era necessário o processo de homogeneização térmica

do CDP. Os tempos de homogeneização foram calculados a partir do

modelo matemático da capacitância global de transferência de calor. Os

valores calculados ficaram em torno de 30min para a faixa de

temperatura de 200°C a 550°C, resultado que converge para o valor

utilizado por outros estudiosos desta mesma linha de pesquisa, como por

exemplo, Gilbert, 1982 e Gundlach, 1983.

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.


Também se adotou como procedimento para todos os ensaios

realizados, que após ruptura, as resistências elétricas do forno eram

desligadas e imediatamente abria-se a porta do forno, com o intuito de

não deixar o CDP exposto à elevada temperatura por tempos superiores,

o que poderia influenciar na análise microestrutural dos materiais. Este

procedimento foi orientado pelo fabricante da máquina de ensaios

(SHIMADZU) em treinamento operacional. A figura (14) apresenta o

fluxograma detalhado de procedimentos de operação de máquina de

ensaio de tração à temperatura elevada e forno. A figura (15) apresenta o

fluxo resumido.

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.


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)

Para o material B (0,27%p de Molibdênio) também foram

realizados ensaios em banhos de sais a diferentes temperaturas e tempos

de exposição. Os ensaios em banhos de sais foram realizados pela

empresa SOCIESC nas temperaturas de 400°C, 450°C, 500°C e 550°C.

Para cada uma destas temperaturas, o material ficou exposto por

diferentes intervalos de tempo, os quais foram de 60min e 90min. As

amostras foram retiradas das cabeças rosqueadas de 2 CDP (19 e 25)

que haviam sido previamente utilizados no ensaio de tração até a ruptura

à temperatura ambiente, resultando em 4 amostras por CDP (2 de cada

extremidade), resultando num total de 8 amostras. As dimensões das

amostras são 20mm de diâmetro e 15mm de altura. A tabela (7)

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)

Tempo (min)

60 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


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

Análises metalográficas foram utilizadas para a medição

quantitativa e qualitativa de grafita presente nos ferros fundidos

cinzentos com presença de teor de Molibdênio (materiais A e B). Para a

medição de percentuais de grafita por milímetro quadrado, número de

grafitas por milímetro quadrado e tamanho de grafita, utilizou-se um

microscópio óptico da empresa TUPY S.A., com capacidade de

aumento de até 1.000 vezes, o qual estava capacitado ao software Image

Pró-Plus. Após os corpos de prova serem cortados, embutidos e

preparados, cada um deles teve 5 análises realizadas. Cada uma das 5

análises consistiu na obtenção de 8 imagens aleatórias (100x de

aumento), em que o software compilava e gerava 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 40 imagens (5 x 8). E, o

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

Os resultados a seguir foram obtidos a partir de ensaios de

tração até a ruptura a elevadas temperaturas feitos nas ligas A, B e C.

Análises microscópicas para avaliação do percentual e número de grafita

por milímetro quadrado e a quantificação do tamanho da grafita foram

feitos apenas para os materiais A e B. Análise do percentual de

cementita e ensaios de microdureza foram designados apenas ao

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.

De maneira geral, pode-se dizer que os ensaios preliminares

foram de suma importância para a análise de dados deste trabalho, pois

eles permitiram o aprendizado e a determinação de métodos corretos de

ensaios de tração até ruptura a elevadas temperaturas. Mais do que isto,

e principalmente, os ensaios preliminares permitiram que as diferenças

encontradas fossem investigadas, e desta forma, procedimentos de

ensaios foram alterados, a fim de garantir a qualidade da pesquisa a que

se objetivou este trabalho.

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.


No entanto, o vale observado na figura (16), que ilustra a curva

de relação entre o percentual de grafita por milímetro quadrado e

temperatura em função do tempo de exposição a quente, ainda não pode

ser explicado. Também aqui, a variação do percentual de grafita entre as

ligas A e B ocorre pela diferença do valor de molibdênio presente em

cada um dos materiais. O molibdênio torna a matriz perlítica mais

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).

A tabela (9) apresenta o resumo do percentual médio de grafita

por tamanhos de grafita para os materiais A e B a diferentes

temperaturas, bem como diferentes tempos de exposição. Comparando

os materiais A e B, percebeu-se que o material A possui maiores

percentuais de grafita, dos tamanhos 8 e 5, que o material B. Em

contrapartida, observou-se que o material A possui menores percentuais

de grafita, dos tamanhos 7 e 3, que o material B. Avaliando-se apenas o

material B, quando exposto a elevadas temperaturas por diferentes

tempos de esposição, notou-se que com o aumento do tempo de

exposição ocorreu um aumento da concentração de grafita do tamanho 8

e e uma redução do percentual de grafita do tamanho 6. A razão que

gera esta variação não pode ser explicada apenas com estas análises.

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

Análises microscópicas da matriz perlítica também demostram

a decomposição da cementita que ocorre como aumento da temperatura.

As figuras (17), (18), (19) e (20) apresentam imagens de corpos de

prova ensaiados a diferentes temperaturas com aumentos da mesma área

mostram a decomposição da cementita, com diminuição das lamelas de

cementita nas regiões da perlita, principalmente acima de 400°C.

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



76




77




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 350C apresentaram leve

decréscimo. Acima de 350C, 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.


As imagens da análise microestrutural da perlita do material B

são mostradas pelas figuras (22), (23), (24) e (25). As imagens foram

feitas com aumento de 5.000 vezes e mostram o método comparativo

por diferença de tonalidades de Pixels de imagens bifásicas e a imagem

que originou esta análise, para diferentes temperaturas. A cor amarela

representa a cementita, e a cor vermelha a ferrita.

80


aumento (Fe3C = 58%-TA e 51%-200°C).


81


aumento (Fe3C = 48%-300°C e54%-350°C).


82


aumento (Fe3C = 33%-400°C e 31%-450°C).


83


aumento (Fe3C = 29%-500°C e 23%-550°C).


As análises microestruturais acima explanadas (variação no

percentual de grafita e cementita, tamanho da grafita e imagens da

decomposição da perlita) apontam a instabilidade termodinâmica da

matriz como a causa da diminuição da resistência dos ferros fundidos

cinzentos estudados. A matriz perlítica quando exposta a elevadas

temperaturas apresenta decomposição da cementita. Provavelmente por

difusão, os átomos de carbono da cementita migraram para as grafitas,

que com o aumento da temperatura tiveram seu percentual por milímetro

quadrado acrescido. Da mesma forma, a cementita teve seu percentual

presente na perlita diminuído. As imagens das amostras com superfície

preparada e atacada para revelação da perlita, apresentam áreas da

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.


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.

Acima de 350°C os valores de resistência à tração sofreram

quedas acentuadas. Isto pode ser atribuído à decomposição da cementita

presente na matriz perlítica. Com a elevação da temperatura, acredita-se

que o sistema passe a ter suficiente energia para que ocorra a difusão

dos elementos originados da decomposição da cementita: o carbono que

migra para as lamelas da grafita presente no ferro fundido cinzento. A

diferença entre os valores de resistência à tração dos materiais A e B

deve-se ao teor de molibdênio e pode ser observada na figura abaixo.

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.


5.4 ANÁLISE DA FRATURA

Após fratura por ensaio de tração a elevadas temperaturas, os

CDP rompidos do material A foram cuidadosamente armazenados e

análise da superfície de fratura foi realizada para todos os CDP em

MEV. À temperatura ambiente, pode-se observar típica fratura por

clivagem, contendo grandes placas de grafita e algumas poucas regiões

de fratura da matriz. Com o aumento de tempo de exposição e também

de temperatura, a 400C a fratura começa a ter áreas mais significativas

da ruptura da perlita, sendo possível observar o fenômeno de

decomposição da perlita, como visto anteriormente em análise

metalográfica. Nestas regiões, a fratura é classificada como rompimento

dútil da perlita, e seu caminho é intergranular. No entanto, a fratura por

clivagem predomina na análise de todas as temperaturas. As figuras

(31), (32), (33) e (34) apresentam superfícies de fraturas, ocorridas a

diferentes temperaturas, ambiente e 400°C, deixando visualmente

exposto o que acima foi comentado.

91

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

como parâmetro.


92


400C. (MEV, 330x de aumento).


(b)

93




(a)

(b)

94




(a)

(b)

95




(a)

(b)

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.

O estudo, por fim, chama atenção à necessidade de conhecer as

temperaturas máximas de aplicação e entender as consequências da

composição dos elementos de liga na microestrutura e nas propriedades

mecânicas de materiais utilizados à aplicação em cabeçotes de motor a

diesel, tanto à temperatura ambiente, bem como a elevadas

temperaturas.

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.

Comparar a resistência à fadiga e à oxidação dos 3

materiais.

101

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