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UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE TCE - Escola de Engenharia TEM - Departamento de Engenharia Mecânica
PROJETO DE GRADUAÇÃO II
Título do Projeto:
ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS EM LIGA DE ALUMÍNIO 6063-T5
FUNDIDA EM MOLDE DE AREIA VERDE
Autor :
IVAN DA COSTA FIGUEIREDO VICTOR TAROUQUELLA DA SILVA DO ESPIRITO SANTO
Orientador:
Prof.ª MARIA DA PENHA CINDRA FONSECA
Data: 17 de janeiro de 2017
IVAN DA COSTA FIGUEIREDO
VICTOR TAROUQUELLA DA SILVA DO ESPIRITO SANTO
ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS EM LIGA DE ALUMÍNIO 6063-T5
FUNDIDA EM MOLDE DE AREIA VERDE
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado ao Curso de Engenharia Mecânica da Universidade Federal Fluminense, como requisito parcial para obtenção do grau de Engenheiro Mecânico.
Orientadora:
Prof.ª MARIA DA PENHA CINDRA FONSECA
Niterói
2017
Ficha Catalográfica elaborada pela Biblioteca da Escola de Engenharia e Instituto de Computação da UFF
UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE TCE - Escola de Engenharia TEM - Departamento de Engenharia Mecânica
PROJETO DE GRADUAÇÃO II
AVALIAÇÃO FINAL DO TRABALHO Título do Trabalho: ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS EM LIGA DE ALUMÍNIO 6063-T5
FUNDIDA EM MOLDE DE AREIA VERDE Parecer do Professor Orientador da Disciplina: - Grau Final recebido pelos Relatórios de Acompanhamento: - Grau atribuído ao grupo nos Seminários de Progresso: Parecer do Professor Orientador: (Comentar a relevância, contribuição e abrangência do trabalho. Se a participação dos alunos no grupo não se processou de forma homogênea, durante o desenvolvimento do trabalho, compete ao Prof. Orientador diferenciar o grau de cada aluno, de forma a refletir a sua atuação no desenvolvimento do projeto.)
Nome e assinatura do Prof. Orientador: Prof.ª: Maria da Penha Cindra Fonseca Assinatura:
Parecer Conclusivo da Banca Examinadora do Trabalho: Projeto Aprovado sem restrições Projeto Aprovado com restrições Prazo concedido para cumprimento das exigências: / / Discriminação das exigências e/ou observações adicionais:
UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE TCE - Escola de Engenharia TEM - Departamento de Engenharia Mecânica
PROJETO DE GRADUAÇÃO II
AVALIAÇÃO FINAL DO TRABALHO (continuação)
Aluno: Ivan da Costa Figueiredo Grau:
Aluno: Victor Tarouquella da Silva do Espirito Santo Grau:
Composição da Banca Examinadora:
Prof.ª: Maria da Penha Cindra Fonseca Assinatura:
Prof.: Juan Manuel Pardal Assinatura:
Prof.: Alexandre Magno de Souza Sant’Anna Assinatura:
Data de Defesa do Trabalho:
Departamento de Engenharia Mecânica, / /
DEDICATÓRIA
A Deus, primeiramente, a quem reconheço ter me sustentado e me permitido concluir este trabalho apesar de todos os desafios. A Ele toda honra, glória e louvor! Eu, Ivan, dedico esse trabalho aos meus pais, Ivan e Margareth, os quais sempre em mim investiram, acreditaram e incentivaram meus estudos. Eu, Victor, dedico esse trabalho aos meus pais, Clara e Silvio, por sempre terem ensinado a importância dos estudos, pela confiança depositada em mim e pelo investimento contínuo na minha formação como uma pessoa mais pura, ética e profissional, mesmo nos momentos mais difíceis.
AGRADECIMENTOS
Agradeço a Deus pelo sustento em saúde, conhecimento e sabedoria, pelo direcionamento dos meus estudos e capacitação para realização deste trabalho. Eu, Ivan, sou grato também pelo imprescindível apoio dos meus pais, Ivan e Margareth, os quais nunca duvidaram ou deixaram de me apoiar em quaisquer decisões e me deram o suporte em cada uma das etapas, permitindo-me chegar até aqui. Eu, Victor, agradeço inteiramente aos meus pais, Clara e Silvio, por tudo que fizeram por mim, pelo apoio emocional, financeiro, ético e profissional, possibilitando a conclusão de um projeto de maneira satisfatória e revigorante. À professora Maria da Penha Cindra Fonseca pela orientação presente e dedicada durante todo o projeto, pela disponibilização de seu laboratório e por amparar-nos frente aos desafios encontrados. Ao aluno Mateus Campos pela condução das medições e práticas de laboratório. Às empresas Fundição Barrufão pela confecção das amostras, e Aluenge pelas análises de composição química das amostras.
RESUMO
Durante o processo de fabricação por fundição, a combinação dos efeitos gerados pelo
gradiente de temperatura na solidificação do material vazado e pelas restrições mecânicas
impostas pelo molde com relação à variação de volume e transformações de fase são os
principais responsáveis pelo surgimento das tensões residuais e definição das propriedades
mecânicas finais da peça. Entretanto, poucos são os estudos na literatura que propõem uma
avaliação mais detalhada sobre como o tipo e as variáveis do processo empregado influenciam
as propriedades do material e a formação de tensões residuais. Dessa forma, o presente trabalho
tem como objetivo analisar a influência do emprego de moldes de areia verde aberto e fechado,
sob condições idênticas, nas tensões residuais oriundas da fundição por gravidade da liga de
alumínio 6063-T5, por difração de raios-X, usando o método do sen²ψ. A caracterização da
microdureza Vickers complementa o presente estudo.
Palavras-Chave: Fundição em areia verde; molde aberto e fechado; tensões residuais;
difração de raios-X; liga de alumínio 6063-T5.
ABSTRACT
Withincastingprocess,thecombinationofeffectsdrivenbythetemperaturegradienton
thesolidificationof thepouringmaterialandbythemechanicalconstraints imposedby
themold are themain features in the generationof residual stresses.These effects are
related to the volume variation and phase transformations and directly impact on the
mechanical properties of the final product. However, very few researches have been
concernedwithmoredetailedstudyofhowthetypeandvariablesofthecastingprocess
influence the material properties and the emergence of residual stresses. Thus, the
presentworkaims toanalyze the influenceof theuseofbothopenedandclosedgreen
sand casting molds, under identical conditions, on the residual stresses formation by
gravitycastingof6063-T5aluminumalloybyX-raydiffractiontechniqueusingthesin²ψ
method.TheVickershardnesstestcomplementsthestudy.
Keywords:
Green sand casting; open mold casting; residual stresses; X-rays diffraction; 6063-T5
alluminum alloy.
LISTADEILUSTRAÇÕES
Figura 2.1 – Distâncias interplanares de grãos isento de tensões, f. 21 Figura 2.2 – Distâncias interplanares de grãos com tensões, f. 22 Figura 2.3 – Parâmetros da lei de Bragg, f. 23 Figura 2.4 – Modelo do estado plano de tensões, f. 23 Figura 2.5 – Penetrador e impressão Vickers, f. 25 Figura 2.6 – Desenvolvimento da macroestrutura de solidificação, f. 28 Figura 2.7 – Curva do ensaio de dureza Vickers (Força x Profundidade), f. 28 Figura 3.1 – a) Modelos em madeira, b) Moldes fechados e abertos, f. 29 Figura 3.2 – a) Amostras em molde aberto, b) Amostras em molde fechado, f. 29 Figura 3.3 – Analisador de tensões Xstress3000 e software, f. 30 Figura 3.4 – Esquema das regiões de medição das amostras, f. 31 Figura 3.5 – Faces do massalote para a) Ataque químico e b) Microdureza Vickers, f. 31 Figura 4.1 – Tensões residuais médias, f. 32 Figura 4.2 – Tensões residuais médias longitudinais (esquerda) e transversais (direita) , f. 33 Figura 4.3 – Tensões residuais ao longo da profundidade, f. 34 Figura 4.4 – Distribuição da dureza (HV) ao longo do diâmetro, f. 35
LISTADETABELAS
Tabela 2.1 – Nomenclatura AA para ligas trabalhadas, f. 14 Tabela 2.2 – Nomenclatura AA para ligas fundidas, f. 28 Tabela 2.3 – Técnicas de medição de tensões residuais, f. 28 Tabela 3.1 – Composição química da liga 6063-T5 (% em peso), f. 28 Tabela 3.2 – Propriedades mecânicas da liga 6063-T5, f. 28 Tabela 4.1 – Tensões residuais Médias, f. 28 Tabela 4.2 – Resultado da microdureza Vickers, f. 28
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO, P. 12
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA, P.13 2.1 LIGAS FUNDIDAS DE ALUMÍNIO, P. 13 2.1.1 CLASSIFICAÇÃO DAS LIGAS DE ALUMÍNIO, P. 13 2.1.2 PROCESSOS DE FUNDIÇÃO, P. 15 2.2 TENSÕES RESIDUAIS, P. 16 2.2.1 TENSÕES RESIDUAIS NA FUNDIÇÃO, P. 17 2.3 MEDIÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS, P. 19 2.3.1 MÉTODO DE DIFRAÇÃO POR RAIOS-X, P. 21 2.4 ENSAIOS DE DUREZA, P. 25 2.4.1 MÉTODO DE DUREZA VICKERS, P. 25 2.4.2 DUREZA NA FUNDIÇÃO, P. 27
3 MATERIAIS E MÉTODOS, P. 28 3.1 MATERIAL, P. 28 3.2 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL, P. 29
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO, P. 32 4.1 TENSÕES RESIDUAIS, P. 32 4.2 MICRODURESA, P. 34
5 CONCLUSÕES, P. 36 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS, P. 37
7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS, P. 38
12 1 INTRODUÇÃO
O alumínio é um dos metais mais abundantes na Terra e mais utilizados na indústria
devido à sua baixa densidade e baixo ponto de fusão, boa resistência à corrosão e
usinabilidade e fácil reciclagem. A adição de elementos às ligas de alumínio resulta em boas
propriedades mecânicas, permitindo grande aplicabilidade em diversos setores, tais como nas
indústrias automobilística, aeronáutica, metalúrgica, na construção civil e em diversos outros
seguimentos.
Muitos dos componentes de alumínio empregados nas indústrias metal-mecânica e
aeroespacial são fundidos e, assim sendo, as diversas variáveis do processo de fundição tais
como a temperatura, o tempo de solidificação, a geometria das peças e o material dos moldes,
assim como a própria escolha do processo e da liga, encontram-se diretamente relacionadas às
propriedades mecânicas e microestruturais do componente fundido, podendo resultar em
trincas e/ou outros defeitos e comprometer a qualidade e a vida em serviço do mesmo.
Tensões residuais são intrínsecas a todos os processos de fabricação e poucos ainda
são os estudos que abordam o surgimento de tensões residuais no processo de fundição.
Considerando que dependendo da natureza e da magnitude das tensões geradas no processo, o
componente poderá ter a sua vida em serviço otimizada ou reduzida. Dessa forma, o
conhecimento dessas tensões mostra-se de grande valor para proporcionar a redução de
defeitos e obtenção de propriedades superiores.
Desse modo, o presente trabalho tem por objetivo analisar a influência do emprego de
moldes de areia verde, aberto e fechado, sob condições idênticas, nas tensões residuais
oriundas da fundição por gravidade da liga de alumínio 6063-T5. Para tanto, a análise destas
tensões por difração de raios-X usando o método do sen²ψ.
13 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 LIGAS FUNDIDAS DE ALUMÍNIO
Havendo mais de 100 ligas de alumínio registradas na AA (Aluminum Association), é
possível adquirir uma grande variedade de propriedades mecânicas interessantes para
inúmeras finalidades na engenharia. As ligas fundidas de alumínio podem ser fabricadas por
quase todos os processos de fundição (LUMLEY, 2011). Para produções em larga escala, o
método de fundição por alta pressão é largamente utilizado, possibilitando produtos finais
com boas propriedades mecânicas. Já para produção em baixa escala, a fundição por baixa
pressão, com molde permanente e com molde em areia, são as mais utilizadas. Dentre as
vantagens observadas nas ligas fundidas de alumínio, destacam-se a sua boa fluidez, baixa
temperatura de fusão, boa estabilidade química, bom acabamento final e baixa tendência à
trinca a quente (LUMLEY, 2011).
Para a fundição do alumínio deve-se evitar temperaturas de fusão muito elevadas e
tempos de fusão prolongados, condições essas que contribuem para a absorção de gases e
criação de escórias. Em temperaturas elevadas o alumínio se combina com o oxigênio de
maneira mais fácil e, por possuir densidades semelhantes, pode ocorrer a combinação dos
dois. Para tanto, é importante também que o vazamento do metal fundido seja feito com a
menor turbulência possível. Outro problema na fundição do alumínio é a absorção de gases e,
a consequente formação de porosidades, principalmente em relação ao hidrogênio. Em fornos
a óleo, a combustão do óleo libera vapor de água, havendo o risco de reação e absorção do gás
de hidrogênio proveniente das moléculas de água, gerando porosidades e fragilizando o
material, podendo ocorrer trincas a frio induzidas por hidrogênio (OLIVEIRA, 2010). Outro
ponto negativo da fundição do alumínio é a sua contração volumétrica durante a solidificação,
em torno de 3 % a 6 %.
2.1.1 Classificação das ligas de alumínio
Atualmente, não existe um órgão padrão internacionalmente aceito para a classificação
das ligas de alumínio, embora as mais utilizadas sejam a AA e ASTM (American Association
for Testing and Materials). Nas normas brasileiras, as ligas são classificadas segundo a
ABNT (Associação Brasileira de Normas Técnicas) segundo a norma NBR ISO 209:2010. A
definição das ligas fundidas, segundo a AA, está detalhada na Tabela 2.1.
14 Tabela 2.1: Nomenclatura AA para ligas trabalhadas.
Série Liga
1xxx > 99,00 % Al
2xxx Al-Cu
3xxx Al-Mn
4xxx Al-Si
5xxx Al-Mg
6xxx Al-Mg-Si
7xxx Al-Zn
8xxx Al e outros Elementos
Fonte: LUMLEY (2011).
Tabela 2.2: Nomenclatura AA para ligas fundidas.
Série Liga
1xxx > 99,00% Al
2xxx Al-Cu
3xxx Al-Si-Cu / Al-Si-Mg
4xxx Al-Si
5xxx Al-Mg
6xxx Não utilizada
7xxx Al-Zn
8xxx Al-Sn
Fonte: LUMLEY (2011).
Para as ligas trabalhadas, o segundo dígito indica se há modificações nos limites de
impureza, sendo usado “0” quando não há modificações. Já o terceiro e quarto dígitos
identificam a liga em determinada série, com exceção da série 1xxx, onde o terceiro e quarto
15 dígitos representam os centésimos do teor de alumínio acima de 99%. Na liga AA5183, por
exemplo, o número 5 indica uma liga da série 5xxx, com alto teor de magnésio, e número 1
indica ser a primeira modificação da série 5083, onde 83 é a identificação da liga dentro da
série. No caso da liga AA 1350, uma liga 1xxx de alumínio puro, os dois últimos dígitos
indicam um teor de alumínio de 99,50%.
Para as ligas fundidas, o segundo e o terceiro dígitos são arbitrários para identificar a
liga na série. Já o último dígito caracteriza o tipo de processo utilizado, onde é usado “0” para
fundidos, “1” para lingotes convencionais e “2” para lingotes com composição química mais
específicas. Exemplificando, a liga AA 3560 indica uma liga de alumínio da série 3xxx,
contendo uma combinação de silício, magnésio e/ou num produto final fundido.
Posteriormente, as ligas podem ainda passar por tratamentos térmicos, sendo esses
classificados com a letra “T”, variando de T1 a T10, onde cada número de 1 a 10 determinam
diferentes aplicações de tratamentos térmicos. A nomenclatura T5, por exemplo, indica que a
liga foi resfriada a partir de uma temperatura elevada e envelhecida naturalmente.
2.1.2 Processos de fundição
Existe um grande número de processos utilizados na indústria, sendo os principais
deles a fundição sob pressão (alta ou baixa pressão), em molde permanente, em molde de
areia verde e de precisão. Cada processo possui ainda variações de técnicas e equipamentos
empregados.
A fundição em molde de areia, seca ou verde, é o processo mais utilizado, sendo
voltado para peças de pequeno/médio porte, baixa tolerância geométrica e baixo acabamento
superficial. A areia verde é composta, geralmente, por 75 % de areia base (sílica), 20 % de
bentonita (argila de grãos bem finos), 5 % de água e aditivos (amido, pó de carvão e/ou
madeira, etc.). O nome do processo é oriundo da não utilização de estufas para secagem do
molde, que é utilizado em estado úmido.
A popularidade do processo é devido ao baixo custo, ao emprego de maquinário
simples, e à possibilidade de fundição de ligas ferrosas e não-ferrosas. A mistura de areia é
reutilizada inúmeras vezes, necessitando apenas passar por um processo de separação de
impurezas de partes de metais resultantes da fundição e ser readitivada.
16
O processo de fundição em areia verde pode empregar moldes abertos ou fechados,
onde para os moldes fechados o material é vazado por canais de alimentação, através de uma
peça de material refratário colocada no topo do molde, concentrando sobre si o vazio gerado
no final da solidificação e acumulando as impurezas segregadas na superfície fora do
componente final fundido. As superfícies do modelo devem respeitar ângulos mínimos de
saída e evitar cantos vivos, com o objetivo de não danificar o molde de areia durante a
extração do modelo e não gerar concentradores de tensões nos componentes fundidos.
Os pontos negativos do processo são acabamento superficial e tolerância dimensional
baixos, restrições geométricas e possibilidade de apresentar impurezas na superfície da peça
final provenientes do molde durante a solidificação.
2.2 TENSÕES RESIDUAIS
As tensões residuais são tensões auto-equilibradas, existentes no material, em
condições de temperatura homogênea e livre de forças externas. Essas tensões são originadas
pela ocorrência de deformações plásticas, distribuídas de forma não uniforme ao longo da
peça, sendo estas originadas a partir de efeitos mecânicos ou térmicos (MACHERAUCH &
KLOOS; 1987). Desta forma, todo e qualquer componente mecânico utilizado na indústria
apresentará tensões residuais (LU, 1996). Essas tensões podem surgir por três meios
diferentes:
• Carregamentos mecânicos (ensaio mecânico, jateamento por partículas sólidas,
usinagem, etc.)
• Processos metalúrgicos (fundição, conformação mecânica, etc.)
• Efeitos térmicos (tratamentos térmicos, soldagem, etc.)
Cabe ressaltar que, por se tratar do estado plano de tensões em equilíbrio, não ocorre
o acúmulo de tensões após sucessivos efeitos térmicos e/ou mecânicos, mas é gerado um novo
estado de tensões resultante no produto final. Assim, esses efeitos podem tanto contribuir para
o aumento das tensões residuais como aliviar as mesmas, sendo o caso da aplicação de
tratamentos térmicos para o alívio de tensões.
A distinção entre efeito deletério ou benéfico está relacionada ao tipo de material, tipo
de carregamento e perfil das tensões residuais introduzidas (SOARES et al., 1998). Em
17 condições de equilíbrio, sempre haverá, simultaneamente, presença de tensões residuais tanto
trativas, quanto compressivas. Tensões de natureza compressiva tendem a ser benéficas, uma
vez que se contrapõem ao sentido de nucleação e propagação de trincas, aumentando a vida
em fadiga. Por outro lado, tensões de natureza trativa podem ter feito deletério ou indiferente,
tendo em vista que as mesmas atuam no sentido da propagação das trincas e movimentação de
discordâncias, gerando maior instabilidade na peça.
A classificação das tensões residuais mais encontrada na literatura se baseia no nível
de abrangência destas tensões, podendo ser dividida em tensões do tipo I, tipo II e tipo III ou
macrotensões, microtensões e submicrotensões, respectivamente. As macrotensões tratam das
tensões oriundas de operações comuns na indústria, como conformação, usinagem, tratamento
térmico, soldagem, revestimento, junção e ensaio mecânico. Nesse caso, uma grande região
do componente é afetada pelas operações anteriormente citadas, sendo as deformações
originadas distribuídas de maneira praticamente uniforme ao longo dos grãos. Já as
microtensões atuam em regiões da ordem de um grão ou parte de grão, podendo ser
originadas pelo próprio processo de formação dos grãos. Por último, as submicrotensões
atuam em nível atômico, caracterizadas por imperfeições da rede cristalina, geralmente
próximo às discordâncias.
Apesar da não superposição de tensões residuais, a tensão residual da peça pode ser
entendida como um somatório das tensões resultantes dos tipo I, II e III (BENITEZ, 2002).
𝜎! = 𝜎! + 𝜎!! + 𝜎!!! = 𝜎(𝑥, 𝑦, 𝑧) (1)
onde:
𝜎! = Tensões do tipo Ι
𝜎!! = Tensões do tipo ΙΙ
𝜎!!! = Tensões do tipo ΙΙΙ
2.2.1 Tensões residuais na fundição
As tensões residuais durante a fundição ocorrem durante o processo de solidificação,
devido ao gradiente de temperatura em diferentes regiões da peça durante o resfriamento e
também pela contração do volume do material, gerando transformações plásticas da fase
18 sólida (YU, 2002). Apesar dessas tensões serem pequenas se comparadas a outros processos
da indústria como os de conformação mecânica, por exemplo, essas tensões podem resultar na
formação de trincas e posterior falha do componente, afetando diretamente na vida em fadiga
do mesmo (KESTE et al., 2015).
O desenvolvimento de tensões residuais na fundição podem ser divididos em dois
momentos: a geração de tensões compressivas e trativas. Segundo Keste (2015),
primeiramente, durante a solidificação do material no sentido do molde para o interior da peça
são geradas tensões compressivas, devido ao sentido da solidificação, comprimindo a região
solidificada da peça. Em um segundo momento, percebe-se o fenômeno da contração de
volume à medida que é atingido o estado sólido final, o que provoca a redução de volume no
interior da peça e, em reação à região primeiramente solidificada, gerando tensões residuais
trativas.
Durante o processo de solidificação, pode-se observar os fenômenos de cristalização
de grãos, contração de volume, segregação de impurezas e desprendimento de gases. Nesta
seção, será discutida a influência do tempo de resfriamento nesses fenômenos.
Muitos estudos comprovam que o tempo de solidificação tem grande influência nas
propriedades mecânicas da peça fundida, de maneira que uma rápida taxa de resfriamento
contribui para formação de grãos mais favoráveis, isto é, mais finos e sem forma colunar,
resultando em melhores propriedades mecânicas finais. Isso se explica porque maior tempo de
solidificação permite maior período para cristalização de grãos, originando grãos mais
grosseiros e, portanto, propriedades mecânicas inferiores (ILANGOVAN, 2014).
Durante o processo de resfriamento de um material, tem-se também que a densidade
do material no estado sólido é maior que sua densidade no estado líquido. Então, é de se
esperar que o volume do material solidificado na fundição ocupe um menor volume que o
material vazado no estado líquido. Com esta contração, origina-se o defeito conhecido como
“rechupe” (ALVES, 2009).
Alves (2009) identifica 3 etapas dessa contração de volume: a contração líquida, a
contração de solidificação e a contração no estado sólido. A contração no estado líquido
ocorre antes da solidificação, sendo evitada pelo superaquecimento do material líquido acima
da temperatura de fusão, afim de permitir o completo preenchimento do molde. A contração
líquida, bem como a contração no estado sólido, não influencia nas propriedades finais da
19 peça fundida. Contrariamente, a contração de solidificação pode gerar defeitos como rechupe
e porosidade.
O tempo de solidificação é novamente responsável por melhor qualidade da peça final
com relação à contração de volume na solidificação. Isto porque em casos de resfriamento
rápido o material consegue criar imediatamente uma fina camada de metal aderida ao molde,
definindo sua forma final e evitando a formação de rechupe.
Ainda durante o processo de resfriamento, os gases dissolvidos no metal tenderão a
deixar o mesmo. Todavia, esses gases podem ficar presos na região dendrítica do metal,
podendo contribuir para a formação de porosidades ou ainda auxiliar na formação do rechupe
ou de microrechupes (MONROE, 2005). As porosidades ou microrechupes atuam como
agentes nucleadores de trincas internas, de forma a tornar a peça final mais frágil. Igualmente,
o resfriamento rápido evita a formação desses rechupes pela contração e também provoca a
formação de grãos mais finos, de forma que se tem menor espaço disponível para retenção de
gases, contribuindo mais uma vez para a melhor qualidade da peça final.
2.3 MEDIÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS
A análise da distribuição, natureza e magnitude das tensões residuais pode ser feita a
partir de medições experimentais, através de diferentes técnicas de caracterização, e permitem
a boa execução de projetos e operações na indústria (CHUVAS et al., 2015). Cabe ressaltar
que não há um método universal para dimensionamento das tensões residuais (MARTINS et
al., 2004). Portanto, é importante conhecer os parâmetros vinculados às características do
material e ao tipo de medida a ser efetuada para escolher a técnica mais apropriada possível.
Majoritariamente, esses parâmetros se correlacionam com os seguintes fatores:
• Natureza do componente
• Tipo de tensões residuais presentes no componente
• Gradiente de tensões residuais
• Geometria do componente
• Ambiente de realização das medidas (campo ou laboratório)
• Tipo de intervenção (método destrutivo ou não-destrutivo)
• Tempo disponível para a medida e apresentação dos resultados
20
• Precisão e a repetição do método
• Custo final
Existem diversos métodos para medição de tensões residuais com diferentes
características desde hipóteses básicas, em relação à natureza do componente a ser analisado,
até o custo do equipamento de medição. Dessa forma, o método a ser escolhido deve levar
todas essas características em consideração. A Tabela 2.3 exemplifica de forma comparativa e
simplificada as características de cada método.
Tabela 2.3: Técnicas de medição de tensões residuais.
Técnica Furo-Cego Seccionamento Difração de Raio-X Difração de Nêutrons
Hipóteses
Básicas
Tensões biaxiais
uniformes na
superfície do furo
Campo
tridimensional de
tensões
Material
policristalino Material policristalino
Tipo de TR
Captada Tipo I Tipo I Tipo I, II e III Tipo I e II
Parâmetro
Medido
Deformação
superficial ou
deslocamento
Deformação
superficial ou
deslocamento
Variação da distância
interplanar
Variação da distância
interplanar
Porção mínima
de material
analisado
0,5 mm² 100 mm² 0,5 mm² 4 mm²
Profundidade
Mínima 20 µm 1 a 2 µm
Mícrons até várias
dezenas de mícrons 1 mm
Custo do
equipamento
(US$)
10 a 50 mil 15 mil 100 mil a 300 mil Algumas centenas de
milhões
Portabilidade Sim Sim Sim Não
Incerteza em
situações
normais
+/- 20 MPa +/- 10 MPa +/- 15 MPa +/- 30 MPa
Profundidade 0,02 a 15 mm Acima de 1 mm 1 a 50 µm 2 mm até 50 mm
Fonte: SOUSA, 2012 (modificado).
21 2.3.1 Método de Difração de raios-X
O método de difração de raios-X é um ensaio não-destrutivo de grande eficácia na
quantificação das tensões residuais superficiais de materiais cristalinos. O método baseia-se
nos princípios básicos da teoria da difração de raios-X em materiais cristalinos e a teoria da
elasticidade em materiais sólidos. Pode-se considerar que em um material policristalino com
grãos finos e sem presença de tensões, a distância entre planos cristalinos é invariável de
acordo com a orientação dada a estes planos como ilustrado na Figura 2.1.
Figura 2.1 – Distâncias interplanares de grãos isento de tensões. Fonte: SOARES, 2003
Devido à deformação plástica, é formado um estado de tensões que acarreta na
variação destas distâncias de maneira que, se essa tensão for de um comportamento trativo, as
distâncias entre os planos perpendiculares ao campo de tensões serão aumentadas. De forma
análoga, os planos paralelos ao campo de tensões irão diminuir. Esses comportamentos estão
ilustrados na Figura 2.2. A caracterização das tensões residuais atuantes se baseia em um
parâmetro de deformações obtido através dessas distâncias interplanares.
22
Figura 2.2 – Distâncias interplanares de grãos com tensões. Fonte: SOARES , 2003.
Quando um feixe de raios-X monocromático com comprimento de onda λ irradia um
material cristalino, os átomos que o compõem espalham estes feixes incidentes de maneira
que esses feixes difratados são refletidos em fase e com interferência construtiva,
assemelhando-se à difração da luz visível. A Figura 2.3 ilustra dois raios difratados no
primeiro e segundo planos atômicos, onde o espaçamento interplanar dhkl corresponde à aresta
da célula unitária do material cristalino e sendo a diferença de percursos igual a 2dsenθ.
Baseado em uma interferência construtiva, essas ondas se somarão se, e somente se, a lei de
Bragg for respeitada, segundo a equação (4), onde a diferença de percurso deve ser um
múltiplo inteiro do comprimento de onda λ. A Figura 2.3 representa os parâmetros envolvidos
na lei de Bragg.
𝑛𝜆 = 2𝑑𝑠𝑖𝑛𝜃 (4)
onde:
d = Distância interplanar
𝜃 = Ângulo de interferência construtiva entre feixe incidente e o plano difrator
λ = Comprimento de onda
n = Número inteiro
23
Figura 2.3 – Parâmetros da lei de Bragg. Fonte: SOUSA, 2012.
A partir da lei de Hooke para um estado triaxial de tensões, conforme modelo da
Figura 2.4:
𝜀! =!!!− 𝜈 !!!!!
! (5)
𝜀! =!!!− 𝜈 !!!!!
! (6)
𝜀! =!!!− 𝜈 !!!!!
! (7)
Figura 2.4 – Modelo do estado plano de tensões e sistema de coordenadas polares. Fonte:
SOUSA, 2012.
24
Onde ε1, ε2 e ε3 são as deformações principais, σ1, σ2 e σ3 são as tensões principais, ν
é o coeficiente de Poisson e E é o módulo de elasticidade do material.
Para efeito de adequação ao estado real de tensões, são utilizadas coordenadas polares,
conforme representado na Figura 2.4, onde ϕ é o ângulo azimutal e ψ é o ângulo polar:
𝜀!,! = 𝜎!. 𝑐𝑜𝑠!𝜃 + 𝜎!. 𝑠𝑒𝑛!𝜃 . 𝑠𝑒𝑛!𝜓 − 𝜈. !!!!!!!!!
(8)
Considerando a componente perpendicular à superfície σ3 = 0 e as tensões σ1 e σ2 na
superfície, a equação (8) é reescrita como:
𝜀!,! =!!!!
.𝜎! . 𝑠𝑒𝑛!𝜓 −!!. 𝜎! + 𝜎! (9)
A diferença entre duas componentes de deformação, obtidas pelos ângulos ψ1 e ψ2, é
dada por:
𝜀!,ψ! − 𝜀!,ψ! =!!!!.𝜎! . (𝑠𝑒𝑛!𝜓! − 𝑠𝑒𝑛!𝜓!) (10)
Isolando a componente da tensão σϕ:
𝜎! =!!!!
.!!,!!!!!,!!
(!"#!!!!!"#!!!) (11)
Em termos de difração, a deformação pode ser expressa pela derivação da equação 4,
conforme resolvida na equação 12:
𝜀!,! =!!,!!!!
!!= −𝑐𝑜𝑡𝑔𝜃!. 𝜃!,! − 𝜃! (12)
onde: dϕ,ψ, do e θϕ,ψ, θo são os valores das distâncias interplanares e dos ângulos de
difração para os estados com tensão e sem tensão do material, respectivamente.
25
A partir das equações (11) e (12) é obtida a fórmula final (13) para determinação do
componente da tensão σϕ, através de dos ângulos de difração ψ da reflexão dos planos
cristalinos com as normais.
𝜎! =!!!!
.!"#$!! !!,!!!!!,!!(!"#!!!!!"#!!!)
(13)
2.4 DUREZA
Dureza é uma medida de resistência à deformação plástica localizada e pode ser
quantificada pela penetração ou risco de um material duro sobre outro. Os ensaios por
penetração mais comuns na indústria são os métodos Brinell, Rockwell, Vickers e Knoop
(Callister, 2002).
2.4.1 Método de Dureza Vickers
Esse método foi desenvolvido em 1925 e confere grande precisão de resultados devido
ao emprego de um penetrador de diamante altamente resistente com formato piramidal de
base quadrada e um ângulo de 136º entre as faces opostas (Figura 2.5). A dureza Vickers
(HV) se destaca por não depender da carga aplicada, considerando um material homogêneo. O
cálculo da dureza é baseado na carga aplicada e na área superficial da impressão gerada,
aproximando-se de um losango regular (Figura 2.5), onde se utiliza as médias de suas
diagonais conforme as expressões a seguir.
Figura 2.5: Penetrador e impressão Vickers. Fonte: CALLISTER, 2002 (Modificado).
26
𝐻𝑉 = !"#$"Á!"# !"#$%&'(')*
=!!"#$ !"#
!!!
(14)
ou seja,
𝐻𝑉 = !,!"##!!!
(15)
onde:
HV = Medida de dureza Vickers [N/mm2 ou kgf/mm2]
Q = Carga aplicada [N ou kgf]
L = Diagonal média [mm]
Com o auxílio de um pistão movido por uma alavanca, a carga é aplicada levemente
na superfície, a qual deve ser plana e previamente preparada por lixamento. Para a leitura das
impressões, o aparelho conta com um microscópio acoplado para determinar com precisão as
diagonais L do losango. São vantagens do método Vickers:
• Escala contínua
• Existência de apenas uma escala de dureza
• Impressões extremamente pequenas não inutilizam a amostra
• Alta precisão
• Deformação nula do penetrador
• Aplicação possível em todos os metais
• Permite quantificar durezas superficiais, por sua aplicação em quaisquer
espessuras
27 2.4.2 Dureza na fundição
Durante a solidificação do material, o resfriamento rápido produz uma macroestrutura
superficial mais refinada, identificada como região coquilhada, devido à maior taxa de
extração de calor na superfície, formando grãos pequenos e equiaxiais. A partir da superfície,
a taxa de resfriamento diminui e formam-se grãos colunares de estrutura dendrítica orientados
na direção do fluxo de calor até o interior (para metais puros). Quanto maior for a velocidade
de solidificação, menos ramificações serão formadas na estrutura dendrítica, com poucos
ramos radiais, enquanto uma menor velocidade de solidificação implicará em uma maior
ramificação de ramos dendríticos. No caso de ligas metálicas, no interior crescem grãos
grosseiros de maneira aleatória, devido à maior concentração de solutos e impurezas e pela
migração de fragmentos dos grãos colunares (TOTTEN et al., 2004). Uma macroestrutura de
solidificação está representada na Figura 2.6.
Figura 2.6 – Desenvolvimento da macroestrutura da solidificação. Fonte: disponível em:
http://www. http://slideplayer.com.br/slide/7306156/
A presença de grãos mais finos significam mais contornos de grãos atuando como
barreiras para a propagação de discordâncias e proporcionando maiores valores de rigidez e
dureza (CALLISTER, 2002). Por esse motivo, são esperados maiores valores de dureza na
periferia (onde há presença de menores tamanhos de grãos) e, analogamente, valores mais
baixos no centro. Segundo Callister (2002), para muitos materiais, o tamanho de grão se
relaciona com a resistência mecânica através da equação empírica de Hall-Petch, melhorando
não somente a resistência mecânica, como também promovendo também o aumento da dureza
para a maioria das ligas.
28 3 MATERIAIS E MÉTODOS
Nesta seção são apresentados o material e os métodos experimentais empregados no
presente estudo.
3.1 MATERIAL
No presente trabalho foi estudada a liga de alumínio 6063-T5 adquirida na forma de
barra extrudada de 15 mm de diâmetro, cuja composição química (Tabela 3.1) foi obtida por
espectrometria óptica na empresa Aluenge. A Tabela 3.2 apresenta as propriedades mecânicas
da liga.
Tabela 3.1: Composição química da liga 6063-T5 (% em peso).
Al Si Fe Li Mg Co Ti
< 96,5 1,04 0,42 0,97 0,34 0,05 0,06
Fonte: Do Autor (2016).
Tabela 3.2: Propriedades mecânicas da liga 6063-T5 (Fonte: ABNT, 2005).
𝝈𝑬 (MPa) 𝝈𝑹 (MPa) Alongamento (%)
70 130 8
Fonte: Do Autor (2016).
A fundição foi realizada na empresa Fundição Barrufão em um forno industrial
alimentado por óleo diesel, mantido à uma temperatura média de 750 ºC, e o vazamento nos
moldes foi realizado de forma lenta e manual, com resfriamento ao ar. Os moldes são
compostos de areia (85 %) e bentonita (15 %).
Considerando a necessidade de evitar geometria complexa e seções finas na fundição
de ligas de alumínio, foram usados modelos em madeira com dimensões de 30 x 30 x 90 mm.
Para estudo do efeito do tipo de molde na geração das tensões residuais, foram fabricadas 4
amostras em molde aberto (A) e 4 em molde fechado (F), totalizando 8 amostras fundidas em
areia verde, conforme Figuras 3.1 e 3.2 e nomeadas como 1A, 1F, 2A, 2F, 3A, 3F, 4A e 4F.
29
Figura 3.1: (a) Modelos em madeira; (b) Moldes fechados (esquerda) e abertos (direita).
Fonte: Do Autor (2016).
Figura 3.2: (a) Amostras em molde aberto; (b) Amostras em molde fechado.
Fonte: Do Autor (2016).
3.2 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
A medição das tensões residuais foi realizada no LAT/UFF, utilizando o analisador de
tensões Xstress3000 (Figura 3.3), por difração de raios-X, pelo método do sen²ψ, utilizando
radiação CrΚα, difratando o plano (222) do alumínio, com ângulo de difração 2θ = 156º.
Foram utilizados os ângulos para ψ de 0º, 18º, 27º, 33º e 45º.
Inicialmente, os resultados obtidos foram em sua maior parte heterogêneos,
possivelmente devido às irregularidades na superfície e às impurezas oriundas do processo de
fundição. Por esse motivo, optou-se pelo fresamento das amostras para desbaste das
superfícies e melhorar as medições. Foi fresada também a lateral das amostras 1A e 1F para
um estudo das tensões ao longo da profundidade e próximos das bordas.
30
Figura 3.3: Analisador de tensões Xstress3000 e software. Fonte: Do Autor (2016).
As medições foram realizadas em dois grupos: o primeiro grupo de medições foi
realizado na parte central das superfícies superior (S) e inferior (I) de todas as amostras, nas
direções longitudinal (L) e transversal (T). Nesse grupo, as amostras 4A e 4F foram
descartadas por apresentarem valores de tensões residuais demasiadamente heterogêneos.
O segundo grupo foi realizado exclusivamente nas amostras 1A e 1F, consistindo de
11 medições, nomeadas de “a” a “k”, sendo cinco delas na parte lateral da amostra, três na
parte superior e três na parte inferior, todas próximas à lateral e nas direções L e T. Ambos os
grupos estão ilustrados na Figura 3.4.
Em adição, foram feitas seis medições nas amostras 1A e 1F, na região superior e nas
direções L e T, variando a profundidade de 0 a 75 µm, com passes de 15 µm, obtidos por
polimento eletroquímico, composto de solução saturada de cloreto de sódio (NaCl) com
glicerina bidestilada, álcool etílico e água destilada.
A partir do massalote gerado em molde fechado, foi serrado e torneado um cilindro de
aproximadamente 10 mm de altura e 20 mm de diâmetro, de forma que em uma superfície foi
utilizada para o ensaio de microdureza Vickers.
31
Figura 3.4: Esquema das regiões de medições das amostras. Fonte: Do Autor (2016).
Para os ensaios de microdureza Vickers foi feito o lixamento da superfície do cilindro
oriundo do massalote com lixas de granulações 80, 100, 200, 400, 500, 600 no
LABMETT/UFF. Os ensaios foram realizados no LEM/UFF, inicialmente com uma carga de
30 kg, que gerou impressões maiores que a escala do microscópio. A carga aplicada foi
reduzida para 15 kg e as medições foram dispostas ao longo da linha central do diâmetro do
cilindro, perfazendo um total de 6 medições, conforme Figura 3.5.
Figura 3.5: Face do massalote para ensaio de microdureza Vickers. Fonte: Do Autor
(2016).
32 4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
Nessa seção estão apresentados os resultados deste trabalho, que teve como objetivo a
análise das tensões residuais geradas na fundição por gravidade da liga de alumínio 6063-T5
em molde aberto e fechado, complementado por análises de microdureza Vickers.
4.1 TENSÕES RESIDUAIS
A Tabela 4.1 e Figura 4.1 mostram as tensões residuais médias nas superfícies das
amostras 1, 2 e 3, em moldes abertos e fechados nas regiões Superior Longitudinal (SL),
Superior Transversal (ST), Inferior Longitudinal (IL) e Inferior Transversal (IT). Pode-se
observar que a região ST das amostras em molde aberto apresentaram os maiores valores de
tensões trativas, em torno de 12 MPa, o que era esperado devido ao rechupe formado na
fundição pela contração de volume.
Tabela 4.1: Tensões residuais médias (MPa).
Região Molde aberto Molde fechado
Superior Longitudinal (SL) -37 -3
Superior Transversal (ST) 12 -10
Inferior Longitudinal (IL) -33 -18
Inferior Transversal (IT) 3 0 Fonte: Do Autor (2016).
Figura 4.1: Tensões residuais médias. Fonte: Do Autor (2016).
33
A Figura 4.2 mostra que as médias das tensões residuais longitudinais estão coerentes
com os estudos de Keste (2015) quanto à expectativa da gerações de tensões compressivas
próximas às bordas durante a solidificação. As médias das tensões residuais transversais, por
sua vez, tendem a apresentar um comportamento trativo, também em concordância com Keste
(2015), provavelmente devido a uma maior sensibilidade à contração de volume na direção
transversal, sendo esse efeito acentuado nas amostras em molde aberto, devido ao rechupe,
como citado anteriormente.
Ao analisar a Figura 4.2 é possível notar também que os valores médios das regiões
inferiores (IL e IT) são semelhantes para ambas as amostras em molde aberto e fechado, o que
indica condições semelhantes no fundo dos moldes abertos e fechados.
(a) (b)
Figura 4.2: Tensões residuais médias (a) Longitudinais e (b) Transversais. Fonte: Do
Autor (2016).
Nas medições das amostras 1A e 1F, variando a profundidade de 15 em 15 µm, a
Figura 4.3 mostra as tensões médias longitudinais e transversais em cada nível de
profundidade. Os moldes abertos apresentaram novamente a tendência esperada de tensões
compressivas na superfície, tendendo a tensões trativas ao se aproximar da região central da
amostra. As amostras em molde fechado, entretanto, continuaram apresentando tensões
compressivas crescentes em direção ao centro. Possivelmente, as tensões compressivas se
mantiveram até profundidades maiores nos moldes fechados devido à solidificação mais
homogênea, por haver menor influência da contração do volume, evitando a geração de
tensões trativas até as profundidades analisadas.
34
Figura 4.3: Tensões residuais ao longo da profundidade. Fonte: Do Autor (2016).
As medições realizadas ao longo das laterais faceadas das amostras 1A e 1F, por sua
vez, apresentaram resultados demasiadamente heterogêneos, sem nenhuma tendência
identificada nas outras análises.
4.2 MICRODUREZA
A Tabela 4.2 mostra as medições realizadas ao longo da linha central do diâmetro da
amostra do massalote (conforme Figura 3.5). As medições 1 e 6 foram feitas nas extremidades
e as medições 3 e 4 nas regiões mais próximas ao centro. Pela análise da Figura 4.4 é possível
constatar que a microdureza diminui a partir periferia em direção ao centro da amostra.
Tabela 4.2: Microdureza Vickers (HV) ao longo do diâmetro.
Medição Diagonal 1 (mm) Diagonal 2 (mm) Microdureza (HV)
1 0,869 0,800 40
2 0,866 0,855 38
3 0,881 0,895 35
4 0,952 0,957 31
5 0,900 0,896 34
6 0,871 0,858 37
Fonte: Do Autor (2016).
35
Figura 4.4: Distribuição da dureza (HV) ao longo do diâmetro. Fonte: Do Autor (2016).
Os resultados de microdureza mostram valores semelhantes aos obtidos por Neto et al.
(2015), onde foram registrados valores em torno de 49 HV para uma liga semelhante
(Al - 0,5 % Si - 0,3 % Mg), também fundida por gravidade e sem aplicação de tratamentos
térmicos. O resultados estão igualmente coerentes com os estudos de Totten (2004) e Callister
(2002) onde são esperados grãos mais finos na periferia, devido à alta taxa de extração de
calor e, consequentemente, maiores valores de dureza nas regiões de borda. Analogamente,
são esperados valores de dureza inferiores no centro, onde há presença de uma macroestrutura
de solidificação mais grosseira.
36 5 CONCLUSÕES
O presente trabalho, no qual foram analisadas as tensões residuais geradas na fundição
da liga de alumínio 6063-T5 por gravidade e com o uso de moldes abertos e fechados, permite
as seguintes conclusões:
1. As amostras fundidas em moldes abertos revelam a influência do rechupe na
geração de tensões residuais trativas ao longo das seções transversais, o que pode
contribuir para a abertura e a propagação de trinca de fadiga.
2. Os moldes fechados, por sua vez, mostram melhores resultados, com maior
presença de tensões residuais compressivas, que são benéficas para a vida em
fadiga do componente fundido.
3. A fundição em molde fechado mostrou ser um processo mais homogêneo, não
apresentando tensões residuais trativas até a profundidade de 75 µm analisada.
4. As tensões residuais estudadas descrevem, de maneira geral, tensões compressivas
nas superfícies exteriores e trativas nas regiões interiores, provavelmente devido
aos fenômenos de solidificação e contração de volume.
5. As tensões residuais longitudinais apresentam resultados mais homogêneos, em
todas as medições.
6. As tensões residuais transversais, por sua vez, apresentam resultados
heterogêneos, provavelmente devido à restrição imposta pelas paredes transversais
do molde durante a solidificação.
7. O material estudado revela valores decrescentes de dureza (HV) das bordas em
direção ao centro, devido ao efeito de solidificação.
37 6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Para prosseguimento do presente trabalho, os autores sugerem:
1. Caracterizar a microestrutura das amostras por microscopia óptica.
2. Fabricar amostras com maior seção transversal, de forma a assegurar resultados
mais homogêneos nas medições das tensões residuais transversais, havendo maior
diferenciação entre a periferia e as regiões internas, na superfície superior, onde
ocorre o rechupe.
3. Realizar análises de microdureza em cada amostra, ao invés do massalote, para
comparação dos modos de fundição.
38 7 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ALVES, Luiz Henrique Dias. Utilização do Método de Taguchi na Modelagem e Otimização
de Vazios Relacionados à Solidificação em Processo de Fundição de Aço ABNT 1030.
Guaratinguetá, 2009. 148 f. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica) – Universidade
Estadual Paulista, Guaratinguetá. 2009.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 7000: Alumínio e Suas
Ligas - Produtos Extrudados – Propriedades Mecânicas. Tabela 1 – Perfis, Vigas, Vergalhões
e Arames Extrudados. Rio de Janeiro, 2003. 4 p.
BENITEZ, Daniel. Metodologia de Análise da Influência das Tensões Residuais no
Comportamento à Fratura. São Paulo, 2002. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica) –
Departamento de Engenharia Mecânica, Universidade de São Paulo, São Paulo, 2002.
CALLISTER, Willian D. Materials Science and Engineering: An Introduction. New York:
John Wiley & Sons, Inc., 2002. 848 p.
CHUVAS, Tatiane Campos, PIRES GARCIA, Pedro Soucasaux, PARDAL, Juan Manuel,
CINDRA FONSECA, Maria. Influence of Heat Treatment in Residual Stresses Generated in
P91 Steel-pipe Weld. Materials Research, v.18 (3), p. 614-621, 2015.
ESPÓSITO, Iara Maria. Caracterização e Cinética de Recristalização da Liga de Alumínio
6063 Após Tratamentos Termomecânicos. São Paulo, 2006. Dissertação (Mestrado em
Ciências na Área de Tecnologia Nuclear - Materiais) – Instituto de Pesquisas Energéticas e
Nucleares, Universidade de São Paulo, São Paulo, 2006.
ILANGOVAN, S. Effect of Solidification Time on Mechanical Properties and Wear
Behaviour of Sand Cast Aluminium Alloy. IJRET: International Journal of Research in
Engineering and Technology. v. 3, 2014.
KESTE, A. A., GAWANDE, S. H., SARKAR, C. Design optimization of precision casting
for residual stress reduction. Journal of Computational Design and Engineering. ELSEVIER
Ltd., v. 3, p.140-150, 2015.
39
LU, Jian. Handbook of Measurement of Residual Stresses. Lilburn: Fairmont Press, 1996.
238 p.
LUMLEY, Roger. Fundamentals of Aluminum Metallurgy: Production, Processing and
Applications. Abington Hall: Woodhead Published Limited, 2011. UK, 2011. 843 p.
MACHERAUCH, Eckard; KLOOS, Karl Heinz. Origin, Measurements and Evaluation of
Residual Stress in Science and Technology. DGM Verlag, 1987.
MARTINS, C. O. D., Strohaecker, T. R., Rocha, A. S., Hirsch, T. K. Comparação entre
Técnicas de Análise de Tensões Residuais em Anéis de Rolamento do Aço ABNT 52100.
Revista Matéria. Porto Alegre, v. 9, n. 1, p. 23-31. 2004.
MONROE, R. Porosity in Castings. Steel Founders’Society of America. American Foundry
Society, 2005.
NETO, José Costa de Macedo, SILVA, Raimundo Nonato Alves da, FREITAS, Bruno Mello
de, NETO, João Evangelista, SANTOS, Marcos Dantas dos. Estudo Comparativo da
Microestrutura e Microdureza da Liga Al-5%Si0,3%Mg Antes e Após o Tratamento Térmico
T6. Congresso Técnico Científico da Engenharia e da Agronomia – CONTECC, 2015.
OLIVEIRA, André Ferreira de. Redução Controlada do Teor de Hidrogênio em Ligas de
Alumínio. Porto, 2010. 81 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Metalúrgica e de
Materiais) – Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais, Universidade do Porto,
2010.
SOARES, Ana Cristina Cosme. Avaliação dos Efeitos da Plasticidade na Medição de
Tensões Residuais pela Técnica do Furo Cego. Rio de Janeiro, 2003. 236 f. Tese (Doutorado
em Engenharia Mecânica) – Departamento de Engenharia Mecânica, Pontifícia Universidade
Católica do Rio de Janeiro (PUC-Rio), Rio de Janeiro, 2003.
40 SOARES, Maria da Conceição Barbosa Vieira. Influência das tensões residuais no
comportamento em fadiga e fratura de ligas metálicas. São Paulo, 1998. 116 f. Tese
(Doutorado em Ciências na Área de Reatores Nucleares de Potência e Tecnologia do
Combustível Nuclear) – IPEN, Universidade de São Paulo, São Paulo, 1998.
SOUSA, Diego Antônio de. Determinação de Tensões Residuais em Materiais Metálicos por
Meio de Ensaio de Dureza. São João Del-Rei, 2012. Dissertação (Mestrado em Engenharia
Mecânica) – Departamento de Engenharia Mecânica, Universidade Federal de São João Del-
Rei, Minas Gerais, 2012.
TOTTEN, George E., FUNATANI, Kiyoshi, XIE, Lin. Handbook of Metallurgical Process
Design. New York: CRC Press, 2004. 984 p.
YU, Kuang-O. Modeling for Casting and Solidification Processing. New York: Marcel
Dekker Inc., 2002. 458 p.