Roteiro para o curso de

AREIAS AGLOMERADAS COM ARGILAS

TECNOLOGIA BÁSICA

Claudio Luiz Mariotto

Setembro de 2005

Nota introdutória

O presente texto foi elaborado inicialmente por volta de 1980. As duas décadas imediatamente anteriores corresponderam à maciça introdução, em fundições americanas e européias, das máquinas de moldar de alta produtividade que também trabalhavam com altas pressões de compactação.

Moldes de alta densidade, que se recusavam a comportar-se de acordo com conceitos mais arraigados, passaram a ser produzidos em quantidades assustadoras para os padrões vigentes. Mesmo com taxas de refugo apenas moderadamente mais elevadas, as quantidades de peças refugadas também se tornaram assustadoras.

É claro que foi preciso revisar os conceitos e concluir, por fim, que, embora infinitamente menos charmoso, o controle da areia verde era tão importante quanto o do metal.

Foi necessária uma mudança de perspectiva por parte da maioria dos fundidores, os quais, para isso, contaram com o apoio de universidades e centros de tecnologia, além de centros de pesquisas próprios das indústrias de fundição, de equipamentos e de insumos para fundição.

A areia verde deixou de ser o último reduto da magia na fundição e começou a ser entendida em seus fundamentos.

Para isso contribuíram pesquisadores capazes e dedicados como D. Boenisch, C. W. Briggs, C. D. Brosch, J. B. Caine, W. Davies, H. W. Dietert, A. L. Graham, R. E. Grim, F. Hofmann, H. G. Levelink, W. B. Parkes, C. A. Sanders, J. S. Schumacher, G. J. Vingas, C. E. Wenninger, D. C. Williams, R. W. Heine e muitos outros. A partir dos anos 80 intensificou-se a contribuição de empresas brasileiras para a evolução do conhecimento sobre areia verde, merecendo destaque, sem dúvida, o esforço de estudiosos da Fundição Tupy, como W. Guesser, I. Masiero, M. Muller e A. Romanus.

O entendimento conceitual da areia verde não parou de evoluir, mas a atenção aos fundamentos parece estar temporariamente arrefecida. Por isso, embora revisado apenas superficialmente para este curso (visando principalmente à correção de erros grosseiros de linguagem e não uma atualização com base na literatura mais recente), este texto ainda me parece adequado como roteiro nessa nossa busca pelos fundamentos da tecnologia de areias verdes, convocando aqueles mesmos expoentes da ciência e da tecnologia que nos puseram no caminho certo.

C. L. M.

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Índice

1. GENERALIDADES 52. NOÇÕES BÁSICAS E NOMENCLATURA 7

2.1 - Areias aglomeradas com argila 72.2 - Operações de moldagem 72.3 - O circuito da areia da moldagem na fundição 9

3. ATRIBUTOS EXIGIDOS DAS AREIAS DE MOLDAGEM 113.1 - Moldabilidade ou capacidade de produzir moldes 113.2 - Comportamento do molde na fundição 13

4. AREIA – BASE 184.1 - Constituição mineralógica - tipos mais usados de areias-base 18

a) Areia de sílica 18b) Areia de zirconita 20c) Areia de cromita 21d) Areia de olivina 21e) Outros tipos de areia-base 22

4.2 – As características geométricas dos grãos de areia 22a) Empilhamento de esferas de tamanho uniforme 23b) Empilhamento de esferas de diversos tamanhos 24c) Empilhamento de grãos de areia (não-esféricos) 25

4.3 - Como as características geométricas dos grãos de areia afetam as propriedades 28a) Permeabilidade 28b) Escoabilidade 28c) Difusividade térmica da areia compactada 29d) Estabilidade térmica dimensional 29e) Outras propriedades dos moldes 31

4.4 - Seleção da areia-base 31a) Areias-base para fundição de aços b) Areias-base pare fundição de ferros fundidos 34c) Areias-base para fundição de ligas de cobre (bronzes e latões) 35d) Areias-base para fundição de alumínio

e) Areias-base para fundição de ligas de magnésio 364.5 - Observações finais 37

5. ARGILAS 395.1 - Definições e conceitos gerais 395.2 - Estrutura da caulinita 405.3 - Estrutura da montmorilonita 415.4 - Capacidade de troca de cátions 425.5 - A influência dos cátions adsorvidos 435.6 - Identificação de argilas 45

a) Distância interplanar basal 45b) Capacidade de troca de cátions 46c) Análise térmica diferencial 46d) Termogravimetria 47e) Testes com suspensões aquosas ou barbotinas 47

5.7 - As argilas no processo de fundição 47

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6. AREIA - ARGILA - ÁGUA: O TRINÔMO FUNDAMENTAL 50

6.1 - Algumas das características importantes da água 506.2 - Sistema areia-argila-água: conceitos básicos 51

a) Densidade em função do teor de umidade 52b) Mistura “completa” e propriedades 53c) O ensaio de compactabilidade 54d) Possibilidades de utilização desses conceitos no controle rotineiro

e) Papel de alguns aditivos na aglomeração 556.3 - Plasticidade e resiliência 56

a) Conceito de plasticidade e sua avaliação

b) Papel de alguns aditivos na plasticidade 586.4 - Efeitos dos constituintes básicos nas propriedades 59

7. ADITIVOS 627.1 - Aditivos orgânicos 62

a) Aditivos Carbonáceos 63Pó de carvão 63Piche, resinas, asfaltos 66

b) Aditivos celulósicos 67c) Amidos e dextrinas 68

7.2 - Aditivos inorgânicos 697.3 - Ainda sobre aditivos 71

8. PREPARO DAS AREIAS DE MOLDAGEM 738.1 - O trabalho executado pelo misturador 748.2 - Conseqüências da mistura imperfeita. Argila latente 758.3 - Ordem de adição dos constituintes ao misturador 778.4 - Aeração da mistura preparada 798.5 – Recirculação da areia usada 79

a) Variações de composição num sistema de areia recirculante 80b) Temperatura da areia recirculante 85

8.6 - Areia de faceamento 878.7 - Considerações finais 88

9. DEFEITOS DEVIDOS AOS MOLDES 919.1 – Movimentações de paredes do molde, sem ruptura 929.2 - Movimentações de paredes do molde, com ruptura 949.3 - Erosão ou lavagem 989.4 – Gases 99

a) Mal enchimento 100b) Crostas devidas a gases 101c) Defeitos de gases propriamente ditos 102

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1. GENERALIDADES

A fabricação de moldes é a atividade central de toda a produção em fundição e não é por acaso que a história da Indústria de Fundição está intimamente ligada ao desenvolvimento dos processos e materiais de moldagem. O aperfeiçoamento dos métodos e dos materiais de moldagem tem contribuído decisivamente para a fabricação econômica de peças fundidas cada vez mais complexas, dimensionalmente precisas e sadias, ao mesmo tempo que permitiu alcançar padrões de acabamento superficial melhores e mais uniformes. Esses aprimoramentos, aliados àqueles conseguidos nas técnicas de fusão, elaboração, vazamento, rebarbação e limpeza, permitiram que as peças fundidas fossem conquistando novos mercados antes dominados inteiramente por outros processos de conformação de metais, como o forjamento, a usinagem etc..

É evidente que a conquista de mercados mais exigentes força o aparecimento de novos aperfeiçoamentos que, por sua vez ampliam o escopo da fundição; isto cria um processo iterativo que exige dos fundidores um contínuo esforço de desenvolvimento.

É natural que muitos dos desenvolvimentos economicamente importantes ocorridos na fundição estejam direta ou indiretamente ligados à moldagem, já que, na obtenção de uma peça fundida, o trabalho com a areia envolve não só a maior parte do tempo, como também a maior parcela da mão-de-obra despendida. De fato, na maioria das fundições o trabalho em homens x hora gasto no trabalho com a areia (ou material de moldagem) é muitas vezes superior (cerca de 20 vezes) ao necessário para o preparo do metal. Além disso, a correlação entre a qualidade do molde e a qualidade da peça fundida é muito estreita e são raros os defeitos observados em peças fundidas que não possam, direta ou indiretamente, ser atribuídos ao material ou ao método de moldagem.

Fica, portanto, evidente a importância técnica e econômica da constante busca da otimização na seleção de materiais de moldagem, no seu preparo, na sua utilização e recuperação. Esses esforços são imediatamente recompensados com a diminuição dos custos de fabricação através de:

• redução de mão-de-obra e energia de moldagem,

• redução de defeitos irreparáveis (peças sucatadas),

• redução do trabalho de limpeza e do desgaste de ferramentas de usinagem,

além de outros benefícios menos óbvios.

Naturalmente, para que esses benefícios sejam realmente obtidos, o controle das matérias-primas e de cada fase do processamento dos materiais de moldagem é condição essencial. Os procedimentos de controle podem variar, em maior ou menor grau, dependendo de fatores ligados ao próprio material de moldagem (natureza e proporções dos constituintes), aos processos ou métodos de moldagem, ao tipo de metal vazado, ao tamanho e forma das peças, às condições de vazamento e alimentação.

Quanto à sua natureza, os materiais empregados na fabricação de moldes poderiam ser classificados conforme o Quadro 1.I.

A maioria dos materiais mencionados no Quadro 1.I é de uso bastante generalizado, mas as areias aglomeradas com argila respondem pela maior parcela de peças fundidas produzidas em todo o mundo. Essa situação prevalece também no Brasil, onde cerca de 80% das fundições utilizam a “moldagem em areia”, entendendo-se por “areia” a areia aglomerada com argila. O uso acentuado de areias aglomeradas com argila se deve a vários fatores, dos

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quais podem ser destacados dois principais:

(a) é o mais versátil dos materiais de moldagem pois adapta-se à aplicação em vários métodos de moldagem, desde manual até a altamente mecanizada, permitindo alcançar as mais altas produtividades conhecidas em moldagem;

(b) para a maioria dos casos, é o material que se revela mais econômico, pois permite reaproveitamento quase integral e não envolve dificuldades muito grandes.

Entretanto, por envolver muitos componentes, o controle de um sistema recirculante de areia aglomerada com argila não é simples, exigindo, pelo menos, atenção constante.

Quadro 1.1 com óleos Shell com resinas cura a frio com silicato de sódio CO2 quimicamente com cimento com gesso com outros ligantes moldes cerâmicos ligados ou

aglomerados

a verde à base de areia ou outro

agregado com argila

em estufa secos com chama ou ar

quente ao ar moldagem a vácuo Processo V sem aglomerante moldagem magnética Materiais de moldagem

modelo perdido Full mold

sob pressão metálicos moldes permanentes por gravidade usináveis por baixa pressão de grafita por baixa pressão

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2. NOÇÕES BÁSICAS E NOMENCLATURA

2.1 - Areias aglomeradas com argila

Os materiais de moldagem aglomerados com argila em nosso País designados comumente por “areias de moldagem” ou “areias de fundição”, são constituídos essencialmente de um agregado granular, denominando areia base, e de uma argila umedecida que atua como aglomerante. Os constituintes básicos são, portanto, areia-base, argila e água, mas as areias de moldagem usadas nas fundições contêm, normalmente, outros componentes adicionados intencionalmente e denominados aditivos.

Areias de moldagem desse tipo podem ser obtidas de três maneiras:

a) pelo simples umedecimento das assim chamadas “areias naturais” ou “terras de fundição naturais”, que ocorrem em depósitos naturais originados da decomposição de arenitos de cimento argiloso ou da alteração de rochas feldspáticas; as areias ou terras naturais já contêm portanto, em seu estado natural, dois dos constituintes básicos de uma areia de moldagem - os grãos de areia e a argila - bastando adicionar água.

b) misturando artificialmente os constituintes básicos tomados isoladamente e mais os eventuais aditivos e compondo o que se denomina “areia sintética”.

c) introduzindo modificações nas areias naturais, por meio de adições de materiais que visam corrigir ou melhorar as suas propriedades; os materiais adicionados podem ser constituintes considerados básicos, como areia base ou argila, conforme se constate deficiência destas na areia natural em vista de suas propriedades. A esse tipo de areia natural modificada se dá o nome de "areia semi-sintética”.

Uma areia de moldagem úmida é chamada “areia verde”, assim como a madeira úmida é chamada madeira verde. Embora toda areia aglomerada com argila seja moldada no estado úmido e, portanto, a verde, costuma-se usar o termo moldagem em areia verde quando os moldes não sofrem secagem antes do vazamento.

Quando os moldes passam por alguma forma de secagem antes do vazamento, as seguintes denominações são empregadas:

moldes de areia estufada (quando a secagem é feita em estufa), moldes secos ao ar (quando os moldes sofrem uma secagem superficial, por evaporação, em condições normais) e moldes secos a chama ou com ar aquecido (em que a secagem superficial é acelerada pelo aquecimento com chama ou ar aquecido).

2.2 - Operações de moldagem

Os moldes da areia verde são relativamente fracos e raramente apresentam resistência à compressão superior a 18N/cm2. Por isso requerem, normalmente, alguma espécie de suporte, seja durante a compactação, seja para o transporte e o vazamento.

Para essa finalidade, usam-se os seguintes acessórios:

caixas de moldagem: molduras feitas de metal ou madeira; como na maioria dos casos os moldes são feitos em duas partes, usam-se geralmente duas “meias-

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caixas” para cada molde. Se o plano de separação (“partição”) das duas partes do molde fica na posição horizontal durante o vazamento, então essas “meias-caixas” a as partes do molde nelas contidas recebem a denominação de “meia-caixa superior” e “meia-caixa inferior”, conforme sua posição em relação à partição. As caixas de moldagem podem ser permanentes (só se separam da areia no momento da desmoldagem) ou removíveis (retiradas do molde logo após a moldagem). As caixas permanentes são usadas em todos os moldes estufados ou secos superficialmente e em muitos casos de fundição em moldes a verde, enquanto que as caixas removíveis só são utilizadas na moldagem em areia verde.

estrados: são placas, metálicas ou de madeira, perfuradas ou não, usadas para sustentar a parte inferior dos moldes, principalmente no caso de moldes feitos com caixas removíveis. Os moldes a verde, após a remoção das caixas (nessas condições os moldes são denominados “bolos”), devem ser suportados a transportados sobre os estrados.

jaquetas: molduras que sustentam lateralmente os “bolos”, na altura da partição, durante o vazamento.

pesos: colocados sobre os moldes com partição horizontal para evitar a separação das duas (ou mais) partes do mesmo; no caso de moldagem em caixas permanentes, os pesos podem ser substituídos por grampos.

A fabricação dos moldes envolve a compactação ou socamento da areia sobre o modelo, numa caixa de moldagem. Essa compactação pode ser executada manualmente (socamento propriamente dito), com ou sem auxílio da soquetes pneumáticos, ou mecanicamente. Existem tradicionalmente quatro métodos de compactação mecânica de areias da moldagem para produzir moldes:

a) Por “compressão” (“squeeze”), aplicando um esforço que pode variar de menos de uma dezena até algumas centenas de libras por polegada quadrada (de 5 a mais de 100N/cm2) à areia contida na caixa de moldagem. A compressão pode ser aplicada à areia através de cabeçote único ou de cabeçote dividido ou múltiplo.

b) Por algum tipo de impacto: o mais comum é elevar-se a caixa de moldagem cheia de areia e com a placa de modelo acoplada à sua parte inferior e deixá-la cair sobre uma base sólida. A esse método dá-se o nome moldagem por “pancadas” (“jolt”).

c) Por uma combinação dos dois métodos (a) e (b), isto é, moldagem por “pancadas e compressão” (“jolt-squeeze”), normalmente aplicadas nessa ordem ou então simultaneamente, “pancadas e compressão simultâneas” (“simultaneous jolt and squeeze”).

d) Por “arremesso” da areia de moldagem de encontro ao modelo no interior da caixa (“sand slinging”).

Nos últimos anos têm sido desenvolvidas máquinas que empregam sopro seguido de compressão para compactar a areia nos moldes. Algumas delas (Wallwork e Disamatic, por exemplo) prescindem do uso de caixas de moldagem.

O método e a intensidade de compactação empregados influenciam fortemente as propriedades dos moldes. Esse fatores, combinados com os fatores constitucionais da areia de moldagem (tipo e proporção dos constituintes, modo de preparo e condicionamento), é que determinam as propriedades dos moldes e o seu comportamento na fundição. Mas é muito raro medir-se propriedades diretamente nos moldes por causa das dificuldades envolvidas. Normalmente, as propriedades medidas refletem os fatores constitucionais, já que são

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avaliadas em corpos de prova de dimensões e energia de compactação padronizadas; os valores usualmente mencionados referem-se, portanto, a propriedades intrínsecas das areias de moldagem e não dos moldes. É muito importante ter-se este fato em mente, já que os fatores constitucionais contam parte da história do molde; os fatores relativos ao modo e intensidade de compactação são responsáveis pela outra parte. Como se verá mais adiante, todos esses fatores são mutuamente influenciáveis; o exato grau dessa influência não é geralmente conhecido e varia com as condições particulares que vigoram em cada fundição. Daí não ser possível estabelecer fórmulas e procedimentos de preparo e condicionamento de areias de validade geral e aplicáveis a todos os casos. Portanto, não se deve introduzir modificações numa areia que está produzindo boas peças fundidas simplesmente porque ela não está completamente de acordo com o que os livros afirmam, a não ser, é claro, que as mudanças sejam exigidas por razões econômicas ou indisponibilidade de matérias-primas.

2.3 - O circuito da areia da moldagem na fundição

Já foi dito que um dos fatores que favorecem o uso generalizado de areias aglomeradas com argila é a facilidade de reutilização. Após a solidificação do metal vazado nos moldes, estes são desfeitos na operação denominada “desmoldagem”. A areia é separada das peças fundidas e transportada para um armazenamento temporário em silos especiais ou simplesmente amontoada no chão. Após a desmoldagem a areia não tem mais as mesmas condições que possuía quando os moldes foram compactados. Essa modificação se deve, essencialmente, ao aquecimento intenso a que o molde é submetido quando do vazamento do metal e durante a solidificação das peças fundidas. Em conseqüência dessa aquecimento, uma parcele da argila sofre alterações irreversíveis e perde seu poder aglomerante; boa parte da água que umedece a argila é perdida, mas essa perda é reversível; os aditivos podem ser parcialmente destruídos ou alterados, formando produtos de decomposição que se incorporam à areia. Estas são algumas das principais alterações que precisam ser corrigidas ou compensadas antes que a areia possa ser reutilizada na fabricação de moldes e, assim, fechar o seu circuito na fundição.

As correções necessárias são basicamente as seguintes:

a) adição de argila nova em substituição àquela que se tornou “inerte” devido às alterações irreversíveis;

b) reposição dos aditivos;

c) diluição com areia-base nova, tanto para compensar perdas, como - e principalmente - para manter os teores de argila inerte e produtos de decomposição dos aditivos dentro de limites adequados;

d) re-umidificação da areia da moldagem.

Essas correções são, em geral, realizadas numa única operação de mistura, durante a qual a areia de retorno e os novos constituintes são homogeneizados.

Freqüentemente há necessidade de esfriar a areia proveniente da desmoldagem, evitando, assim, maiores dificuldades no controle da areia e possíveis defeitos nas peças fundidas.

Fig. 2.l - Representação esquemática em corte,de um molde apresentando com areias defaceamento, enchimento e macho.

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Define-se como sistema da areia o conjunto dos processos, inclusive controles, empregados para produzir a areia da moldagem desejada reutilizando a areia resultante da desmoldagem; em outras palavras, o sistema de areia é o conjunto de processos de recuperação e a recondicionamento da areia de moldagem (por extensão, o conjunto dos equipamentos usados para esse fim numa fundição é, muitas vezes, impropriamente chamado sistema da areias).

Um sistema de areia pode ser unitário ou composto de dois ou mais subsistemas. No primeiro caso, os moldes são integralmente constituídos de um único tipo de areia de moldagem (além da areia usada para os machos) e essa areia é dita areia única de sistema ou areia de sistema ou, ainda, areia de circuito. O exemplo mais comum de emprego de sistema composto é encontrado em fundições que trabalham com duas areias de moldagem (uma de faceamento e outra de enchimento) além das areias de macho; os moldes resultantes do emprego desse tipo de sistema podem ser representados esquematicamente pela figura 2.1. As figuras 2.2 e 2.3 mostram fluxogramas simplificados de circuitos de areia de moldagem: na figura 2.2 o sistema é unitário e na figura 2.3 o sistema é composto de dois subsistemas, um para a areia de enchimento e outro para a areia de faceamento.

Fig. 2.2 – Fluxograma simplificado de um sistemaunitário.

Fig. 2.3 – Sistema de areia com faceamento eenchimento.

Note-se que em ambos os casos, todos os tipos de areia que compõem o molde, inclusive os machos, são geralmente misturados por ocasião da desmoldagem, para constituir uma única areia de retorno.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

1. BROSCH, C. D. e LO RÉ, V. "Areias de Fundição Materiais de Moldagem" (Boletim 54 do IPT), São Paulo, 1965.

2. MARIOTTO, C. L. Aspectos importantes relativos a areias de moldagem (palestra apresentada no Seminário sobre Ferros Fundidos Cinzentos de Alta Qualidade, Joinville), 1974.

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3. ATRIBUTOS EXIGIDOS DAS AREIAS DE MOLDAGEM

De uma maneira muito genérica, pode-se dizer que uma areia de moldagem só pode ser considerada adequada, se com ela for técnica e economicamente possível produzir moldes e se com esses moldes for técnica e economicamente possível produzir boas peças fundidas.

O primeiro atributo, isto é, a capacidade de produzir moldes, pode ser perfeitamente definido através de um conjunto de propriedades ou características intrínsecas da areia de moldagem, cuja medida é feita em condições padronizadas. Estas características intrínsecas são, em geral, expressas em função da composição da areia de moldagem (proporções dos vários constituintes) ou da qualidade de determina do constituinte, desde que se fixe uma composição de referência. As propriedades intrínsecas são determinadas em corpos de prova feitos em laboratório e não levam em conta as condições em que os moldes são produzidos e utilizados na fundição (modo e intensidade de compactação, tipo de metal a ser vazado, temperatura de vazamento etc.). Entretanto, essas propriedades podem ser usadas para avaliar o comportamento dos moldes na fundição desde que comparadas com um volume de dados práticos grande o suficiente para que tenha valor estatístico. As condições em que esses dados práticos são levantados são muito importantes, de modo que o padrão de correlação entre propriedades e comportamento verificado numa fundição só poderá ser transposto para uma outra se as variações de processamento forem devidamente levadas em conta.

3.1 - Moldabilidade ou capacidade de produzir moldes

Para que se possa produzir moldes com uma areia aglomerada com argila, é necessário que ela possua as seguintes características:

a) escoabilidade (ou fluxibilidade, “flowability”), propriedade complexa que permite aos grãos da areia de moldagem "escorregarem" uns em relação aos outros, sob a ação de forças externas de modo a esposar as formas do modelo em todos os seus detalhes e alcançar um grau de compactação preestabelecido e uniforme em todo o molde. A escoabilidade é tanto maior quanto menor o esforço para obter uma determinada densidade do molde ou quanto maior a densidade para um dado esforço aplicado. É, portanto, uma propriedade importante para a economia da moldagem, pois determina a quantidade de energia despendida nessa operação.

b) consistência, ou capacidade que deve ter a massa de areia de moldagem compactada de reter a sua forma. A característica tecnológica normalmente usada para avaliar a consistência é a resistência a compressão a verde.

c) plasticidade, capacidade que se dever ter a massa de areia de moldagem compactada de deformar-se plasticamente quando solicitada por esforço externo. A sua avaliação pode ser feita através da característica tecnológica de deformação a verde, medida durante o ensaio de resistência à compressão a verde.

Resumindo, quando bem equilibradas, as três características acima mencionadas permitem que com uma determinada areia de moldagem se obtenham moldes uniformemente compactados, que reproduzam com fidelidade as formas do modelo que mantenham essas formas e que possam sofrer uma certa deformação antes que se rompam sob a ação de esforços mecânicos externos.

Antes do vazamento do metal, as solicitações mecânicas mais importantes, que podem levar á

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ruptura de partes do molde (não considerados os esforços mecânicos acidentais ou devidos a prática inadequada), ocorrem por ocasião da extração do modelo. Desalinhamento ou inclinação do modelo em relação ao molde durante a extração (praticamente inevitáveis na maioria dos métodos de moldagem) ou aderência da areia ao modelo, são fatores que podem induzir tensões capazes de fraturar certas partes do molde (principalmente projeções delgadas de areia) se a deformação a verde for pequena.

Essas três características são intimamente interligadas e podem mesmo ser antagônicas. De fato, a escoabilidade será tanto maior quanto mais seca estiver a areia de moldagem; nessas condições, embora a resistência à compressão -(consistência) seja alta, a deformação (plasticidade) é pequena e a areia tem comportamento frágil. Inversamente, quanto mais úmida a areia, tanto maior será a deformação, mas a escoabilidade e a resistência diminuem; a compactação fica dificultada e a areia fica excessivamente plástica.

Fig. 3.1 - Curva tensão-deformação, na compressão, para uma areia de moldagem (esquemática).

Como se pode depreender, as informações que podem ser tiradas do conhecimento isolado de cada uma das características acima são muito limitadas, podendo mesmo, ser desprovidas de significado. Daí a necessidade de se examinar essas características em conjunto, principalmente resistência à compressão a verde e deformação, pois só assim se poderá ter uma idéia do comportamento mecânico do molde verde.

É importante ter-se em mente que a resistência a verde, apenas, não define a aptidão à moldagem; uma areia de moldagem pode ter alta resistência a verde e, no entanto, ser frágil, rompendo ao invés de deformar-se, quando solicitada mecanicamente. Para uma determinada areia de moldagem, a resistência a verde e a deformação variam em direções opostas para uma dada variação da umidade. Isto significa que há necessidade de se procurar um compromisso para essas duas características. Esse compromisso pode ser expresso através de uma outra característica denominada resiliência.

Existem atualmente vários ensaios tecnológicos que permitem avaliar a resiliência. Uma das propostas mais antigas consiste em exprimir a resiliência pelo produto do limite de resistência à compressão a verde, RCV, pela deformação correspondente, d:

Resiliência = RCV × d

O produto acima exprime, aproximadamente, o duplo valor do trabalho limite de deformação, como se pode deduzir da curva tensão-deformação típica na figura 3.1, onde a área do retângulo correspondente ao produto RCV × d é aproximadamente o dobro da área sob a curva. Mas a imprecisão não decorre apenas dessa aproximação conceitual como também das dificuldades práticas de se determinar acuradamente o valor da deformação limite. Esses fatores têm incentivado a procura de outras maneiras de se avaliar a plasticidade ou deformabilidade (e, portanto, a fragilidade) dos moldes.

As três características básicas que definem a moldabilidade, ou a aptidão à moldagem – escoabilidade, consistência e plasticidade - são influenciadas por fatores constitucionais, isto é, pelos tipos e proporções dos diversos constituintes da areia de moldagem, principalmente pelos três constituintes básicos areia, argila e água. Essas influências serão examinadas mais adiante.

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3.2 - Comportamento do molde na fundição

Os atributos que o molde deve possuir para que todo o processo de fundição seja técnica e economicamente viável, isto é, para que seja possível produzir peças fundidas de acordo com as especificações técnicas e a um custo compatível com as necessidades de comercialização, dependem do tipo e intensidade das solicitações mecânicas, térmicas etc. a que o molde estará sujeito durante o vazamento, a solidificação e o esfriamento das peças fundidas. Além disso, a necessidade econômica de se recuperar a areia para nova utilização também impõe restrições importantes, objetivando um mínimo dispêndio de energia nas operações de desmoldagem e recondicionamento da areia usada.

Em maior ou menor grau, porém, os seguintes fenômenos ocorrerão durante e após o vazamento, tendentes a prejudicar a qualidade das peças fundidas:

Durante o enchimento do molde pelo metal líquido

o escoamento do metal pelos canais e demais superfícies do molde, pode se processar de maneira turbulenta, tendendo a deformar e erodir localmente as paredes do molde (a erosão do molde pelo fluxo de metal líquido é comumente chamada de “lavagem”):

o calor transferido pelo metal líquido ao molde provoca um aquecimento brusco de uma camada superficial da cavidade do molde, provocando expansão localizada ou generalizada da camada térmica mente afetada e evolução rápida de vapor d'água e gases;

à medida que o líquido metálico preenche a cavidade do molde, o ar, o vapor d'água e os gases presentes vão ficando confinados num espaço cada vez menor, de modo que sua pressão tende a aumentar e a impedir o preenchimento completo do molde.

Após o preenchimento da cavidade do molde

a pressão metalostática, enquanto o metal estiver parcial ou totalmente líquido, tende a movimentar as paredes do molde no sentido de alargar a cavidade e a fazer com que o metal líquido penetre nos poros do molde (“penetração”)

o calor cedido pelo metal líquido continua aquecendo o molde, provocando expansão da camada afetada (que também pode resultar em movimentações das paredes do molde), ao mesmo tempo que acentua a formação de gases e vapores decorrentes da decomposição térmica ou evaporação de constituintes do molde.

o contato prolongado a altas temperaturas favorece a ocorrência de reações entre o metal e o molde, que podem comprometer a qualidade da peça fundida;

certas partes do molde (ou macho) podem opor-se à contração da peça durante e após sua solidificação, podendo causar o aparecimento de trincas nas peças.

Diversos outros fenômenos podem ainda ocorrer, tendentes a deformar, fissurar ou mesmo romper o molde, a provocar reações entre o metal e o molde, a formar gases e vapores dentro da cavidade do molde ou na interface metal-molde, etc. Todas essas ocorrências são fatores de redução da qualidade da peça fundida e qualquer uma delas, isoladamente, pode causar refugos.

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Desde que cada molde é o resultado da aplicação de um determinado método de moldagem a uma areia com uma certa composição, é necessário que se controlem a areia e o método de moldagem, de modo que o molde resultante tenha propriedades tais que as conseqüências da ocorrência de fenômenos como os acima mencionados sejam minimizadas e não induzam o aparecimento de defeitos nas peças fundidas.

Assim, além das três características básicas vistas em §3.1, os moldes devem satisfazer exigências específicas quanto às seguintes:

a) Permeabilidade, capacidade que deve ter o molde de permitir o escape de gases e vapores. Esta característica é dependente do tamanho médio dos poros ou vazios intergranulares, que por sua vez é determinado pelas características geométricas da areia base e pelo grau de compactação do molde. Desde que a medida que aumenta o tamanho dos vazios intergranulares (e, portanto, a permeabilidade) mais fácil é a penetração de metal na parede do molde, o valor da permeabilidade deve resultar de um compromisso entre a necessidade de se permitir o escoamento rápido de gases, para o exterior e a necessidade de se ter vazios de dimensões pequenas para que não ocorra penetração de metal.

b) Estabilidade térmica dimensional, isto é, ausência de variações dimensionais acentuadas das partes mais aquecidas do molde em relação às menos aquecidas.

c) Inércia química em relação ao metal fundido, ou seja, pequena ou nenhuma tendência a reagir quimicamente com o metal introduzido no molde.

d) Difusividade térmica, que é a capacidade de transferir calor das regiões mais quentes do molde (interface metal molde) para as regiões mais frias, em condições de gradientes térmicos variáveis (regime transiente de transferência de calor).

e) Propriedades mecânicas a altas temperaturas, compreendendo resistência mecânica e plasticidade, cujo balanceamento determina a resiliência do molde a altas temperaturas e, portanto, sua tendência a apresentar ruptura frágil quando solicitado mecanicamente. É importante ressaltar que as propriedades mecânicas a quente são transitórias e podem variar não só com a temperatura, mas também com o tempo de exposição a uma dada temperatura. Além disso, se o molde, por um lado, deve resistir a esforços mecânicos a ele impostos durante o vazamento e início da solidificação, é necessário, por outro lado, que ele ceda a eventuais esforços devidos à contração da peça, o que define a característica de “colapsibilidade”. Daí a importância da transitoriedade das propriedades mecânicas a quente.

f) Refratariedade - no caso de moldes de fundição, seria mais correto falar-se em “sinterabilidade”, já que a refratariedade, no sentido em que é entendida essa designação no caso de tecnologia de refratários, é indesejável. O que se deseja, na realidade, é que a areia base que constitui o molde não amoleça nas temperaturas que prevalecem junto à interface metal-molde. Está característica é geralmente avaliada, em laboratório, pelo ponto de sinterizaçao da areia, que é a temperatura em que se observa o início do amolecimento dos grãos.

g) Desmoldabilidade, ou facilidade de destruição do molde após a fundição (desmoldagem), com mínima formação de torrões. A desmoldabilidade pode ser expressa de maneira mais objetiva fazendo-se referência a propriedades mecânicas residuais do material de moldagem, que são medidas após aquecimento a temperaturas elevadas e esfriamento até a temperatura ambiente. Quanto mais baixa a resistência residual de um material de moldagem, menor será a energia necessária para desfazer o molde, limpar as peças e recuperar o material usado.

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As características tecnológicas acima mencionadas, estão, em sua maioria, intimamente relacionadas entre si e dependem essencialmente dos seguintes conjuntos de fatores:

• tipo e proporção dos constituintes da areia de moldagem (composição),

• modo de preparo e condicionamento e

• modo e intensidade de compactação (moldagem).

Consideremos de forma genérica algumas das influências típicas dos fatores acima sobre as propriedades e sobre o comportamento dos moldes.

Escoamento de gases através do molde - Permeabilidade

As paredes de um molde, como vimos, são constituídas de grãos de areia adensados e mantidos em suas posições por efeito de um aglomerante (argila umedecida). As dimensões dos espaços intergranulares, que chamaremos de "vazios" são extremamente importantes. A importância do tamanho dos vazios pode ser resumida da seguinte maneira: o metal líquido tem facilidade de penetrar em vazios muito grandes enquanto que o ar, os gases quentes e os vapores que devem es capar do molde durante o vazamento tem dificuldade de passar por vazios muito pequenos. O tamanho dos vazios é de terminado pelas características geométricas da areia base (tamanho médio dos grãos e distribuição granulométrica), pela facilidade de adensamento da areia de moldagem (escoabilidade, que por sua vez depende da forma dos grãos de areia, do tipo e quantidade de aglomerantes e outros constituintes e do modo de preparo e condicionamento da areia de moldagem) e pela intensidade de compactação do molde. Quanto maiores os vazios, maior a permeabilidade e maior a tendência à penetração. Vê-se, portanto, que na determinação do tamanho de vazios ideal outros fatores devem ser considerados, como tamanho e forma das peças, tipo de metal, técnica de vazamento e alimentação.

Fig. 3.2 - Forma da peça e pressão degases no molde.

Fig. 3.3 - Para preencher a cavidade do molde, o metal líquido age como embolo para expulsar os gases.

Em geral, quanto menores as peças e mais baixa a temperatura de vazamento, tanto menores podem ser os vazios (admite-se menor permeabilidade). A forma da peça também é importante. A pressão dos gases tende a ser maior quanto mais intensa e mais rapidamente o molde é aquecido pelo me tal fundido. A figura 3.2 ilustra esquematicamente uma situação em que se tem baixa pressão de gases, figura 3.2 (a), e uma outra, figura 3.2 (b), em que se tem alta pressão de gases. Portanto, a situação (b) da figura 3.2 exige maior permeabilidade que a situação (a).

Fig. 3.4 - Peças altas exercem grandepressão sobre as paredes do molde,tendendo a alargar a cavidade.

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Também as técnicas de vazamento e alimentação impõem certos requisitos de permeabilidade ao molde. O metal líquido que preenche a cavidade de um molde funciona como um êmbolo, expulsando os gases da cavidade. Para que o me tal líquido preencha o molde com a velocidade desejada, é preciso que esse êmbolo consiga, mover-se com uma velocidade que depende não apenas das características do sistema de canais e da técnica de vazamento, mas também da contrapressão de gases que devem escapar da cavidade. Essa contrapressão é a cada instante, função da pressão dada pela coluna de metal líquido, quantidade de gases gerados na unidade de tempo e da facilidade que esses gases encontram para escapar para o exterior, isto é, da permeabilidade. A figura 3.3 ilustra esse fato.

Movimentação das paredes do molde, fissuras e rupturas do molde - Resistência mecânica, a verde e a quente; estabilidade térmica

O metal líquido que preenche a cavidade de um molde exerce sobre as paredes uma pressão que é tanto maior quanto maior a densidade do metal e quanto maior a altura da coluna de metal acima do ponto considerado. O mesmo efeito pode ser provocado pela expansão que sofrem certas ligas ao se solidificarem, como é o caso dos ferros fundidos grafíticos. Se as paredes do molde não forem suficientemente resistentes, quer a verde quer a temperaturas altas, essa pressão provocará a sua movimentação de modo a aumentar o volume da cavidade do molde, resultando uma peça fundida inchada. A figura 3.4 ilustra essa possibilidade. É óbvio que peças mais altas requerem moldes mais resistentes. As paredes do molde podem ser solicitadas por tensões geradas por outras causas. As areias-base utilizadas sofrem aumentos de volume quando aquecidas pelo metal líquido. A magnitude dessas variações volumétricas (expansões) depende, da constituição mineralógica da areia-base, das características geométricas dos grãos, da difusividade térmica do molde, da temperatura de vazamento, do porte e da forma da peça, do tempo de preenchimento da cavidade do molde (sistema de canais) , da intensidade de compactação do molde, resistência mecânica e plasticidade da areia de moldagem. Essas expansões geram tensões que podem resultar em movimentos das paredes do molde, ou em fissuras discretas e mesmo rupturas francas, que serão retratadas na superfície da peça fundida.

Os requisitos de estabilidade térmica aumentam quando aumenta a temperatura da face do molde e o tempo de vazamento e quando diminui a difusividade térmica do molde. Fixadas estas condições, a estabilidade térmica pode ser melhorada através de qualquer meio que aumente a plasticidade a quente e, evidentemente, com o uso de areia-base de menor expansibilidade térmica. A temperatura da face do molde pode ser reduzida pelo aumento de difusividade proporcionado pelo uso de areias constituídas de minerais com melhor condutividade térmica e/ou mais grossas (e portanto, mais permeáveis). É possível, ainda, em alguns casos, diminuir a temperatura média na face do molde com o uso de tintas de coloração clara - preferivelmente brancas - que refletem parte do calor incidente, ao invés de absorvê-lo todo.

Transferências de calor através do molde – Difusividade térmica

Para que se obtenha uma peça metálica sólida, o calor contido no metal líquido que preenche a cavidade de um molde, deve ser extraído através das paredes do molde. No caso de um molde de fundição, não se estabelece um gradiente estável de temperatura através da parede do molde: como o calor contido no metal vai se esgotando à medida que ocorre a transferência para o exterior, a temperatura junto à face interna do molde vai diminuindo e, com ela, o gradiente de temperatura entre essa face e o exterior. Nessas condições, não se

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estabelece um “regime permanente” de transferência de calor, mas sim um “regime transiente”, isto é, o fluxo de calor varia com o tempo devido à variação das condições que o determinam.

Em condições de “regime transiente”, a capacidade de transferência de calor de um dado material é expressa pela “difusividade térmica” ou “difusividade do calor”, que pode ser definida pelo produto de três propriedades: a densidade, a condutividade térmica e a capacidade térmica. Portanto, o aumento da intensidade de compactação e o uso de areias-base mais densas e/ou, com melhor condutividade térmica e/ou de maior capacidade térmica, são meios que permitem obter-se moldes com maior difusividade térmica e as peças fundidas nesses moldes se solidificam e esfriam mais rapidamente. Mas, não devemos nos esquecer que uma parcela nada desprezível do calor dissipado pelo metal é consumido para vaporizar ou decompor certos constituintes do material de moldagem e aquecer os gases ou vapores resultantes, os quais, escoando através dos vazios intergranulares, carregam consigo esse calor. Deduz-se, então, que a difusividade térmica de um molde é aumentada pela formação de gases e vapores, desde que a permeabilidade do molde seja suficientemente alta para permitir o seu escoamento rápido para o exterior.

Juntamente com a massa e a geometria da peça fundida, a velocidade com que o molde extrai calor do metal líquido determina a velocidade de solidificação, que por sua vez, é um fator que exerce influência importantíssima na estrutura do metal solidificado. Altas velocidades de solidificação permitem, de uma forma geral, a obtenção de cristais menores (granulação fina) na peça, o que resulta na maioria dos casos, em melhores propriedades mecânicas. Nos ferros fundidos, a velocidade de solidificação e um fator essencial na formação dos próprios microconstituintes da estrutura bruta de solidificação.

Como se viu acima, e de forma sumária, o comportamento do molde e, consequentemente, a qualidade da peça fundida, dependem em última análise dos três conjuntos de fatores fundamentais:

fatores ligados à composição da areia de moldagem, isto é, tipo e proporção dos seus constituintes;

fatores ligados ao preparo da areia de moldagem e

fatores ligados à moldagem, como modo e intensidade de compactação.

Justifica-se, portanto, o estudo sistemático de cada um desses fatores.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 1. American Foundrymen's Society - "Molding Methods and Materials", Des Plaines, Ill.,

1962.

2. MARIOTTO, C. L., - Ponto 13, Curso de Fundição de Ligas Não-Ferrosas. (ABM), São Paulo, 1968.

3. BROSCH, C. D. e LO RE, V. – “Areias de Fundição e Materiais de Moldagem” (Boletim 54, IPT), São Paulo, 1965.

4. American Foundrymen's Society. “Fundamental Molding Sand Technology”, Des Plaines, Ill., 1973.

5. PARKES, W. B. - "Clay Bonded Foundry Sands", London, 1971.

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4. AREIA - BASE

As considerações feitas nos capítulos anteriores sugerem que o estudo das areias-base deva incluir os efeitos da sua constituição mineralógica e dos seus aspectos geométricos sobre as características básicas das areias de moldagem e dos moldes e sobre o comportamento destes na fundição.

4.1 - Constituição mineralógica - tipos mais usados de areias-base A constituição mineralógica é um fator importante no estudo das areias-base porque todas as características que determinam o comportamento dos moldes a temperaturas elevadas dependem em larga medida do tipo de mineral que as constitui. É interessante ressaltar que a análise química da areia-base, embora traga informações úteis, não fornece uma indicação direta da composição mineralógica e não permite, portanto, que se tirem conclusões definitivas quanto a refratariedade, expansibilidade térmica, difusividade térmica e comportamento químico da areia em relação ao metal fundido.

Do ponto de vista mineralógico, as areias-base mais usadas nas fundições são as de quartzo (sílica) seguidas pelas de cromita, as de zirconita e as de olivina. A figura 4.1 mostra o andamento da expansão por choque térmico para esses e outros minerais empregados como areia-base em fundição, assim como as respectivas temperaturas de fusão.

a) Areia de sílica

Sendo o silício o elemento mais abundante na crosta terrestre, não é de admirar que as areias mais comuns sejam as de sílica. As areias em geral, as de sílica em particular, provêm da desagregação de rochas, principalmente pelo intemperismo. Os grãos de areia representam as partículas maiores liberadas por essa desagregação. A constituição da rocha original, o tipo de intemperismo sofrido até a formação do depósito de areia e as presente (condições climáticas, por exemplo), são fatores que determinam a constituição da areia, a sua pureza e as características de seus grãos.

Em nosso País, há abundância areias de sílica bastante puras, ainda que em depósitos relativamente afastados dos locais de utilização. Com os altos custos de transportes vigentes, é urgente a necessidade de um cadastramento dos depósitos existentes, através de um levantamento sistemático da qualidade das areias disponíveis.

Fig. 4.1 – Curvas de expansão, por choquetérmico a 1000°C, de várias areias. Astemperaturas de fusão estão indicadas entreparênteses junto a cada curva.

No Estado de São Paulo, muitas das areias-base de sílica provém, hoje, do centro do Estado, particularmente do ângulo formado entre a Araraquarense e a Sorocabana (areias "de rio", com depósitos localizados próximos a Itapetininga, Rio Claro, Descalvado, São Pedro etc), mas ainda se encontram ativas muitas lavras de areia do litoral sul (areias de praia com depósitos principalmente nas proximidades de Samaritá e Peruibe). Em qualquer dos casos, as areias comercializadas são de elevada pureza podem ser aplicadas à fundição de ligas de

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alto ponto de fusão, desde que adequadamente lavadas (as do litoral, para remoção principalmente de sais e matéria orgânica e as do interior, para redução dos teores de óxido de ferro e de argila).

As areias de sílica são constituídas quase exclusivamente por quartzo, cuja densidade é 2,65 e cujo ponto de fusão é de 1726° C. As impurezas presentes variam com a procedência da areia, predominando feldspatos (K2O.Al2O3.6SiO2), argilas, óxidos de ferro (como limonita, por exemplo), rutilo (TiO2), etc.

Fig. 4.2 – Diagrama de equilíbrio SiO2-FeO.

A maioria dos depósitos de areia explorados comercialmente no Estado de S.Paulo permite obtenção de sílica praticamente pura com uma operação simples de lavagem para remoção de sais (areias de litoral) ou argila (areias do interior). Essa evidência, embora não conclusiva, parece mostrar que as preocupações com a refratariedade no caso das areias de sílica paulistas, podem ser totalmente afastadas sendo altamente improvável a ocorrência de defeitos de penetração devidos a refratariedade insuficiente, mesmo no caso de fundição de aço. Se esses defeitos ocorrerem, a primeira suspeita, depois de afastados os motivos mais óbvios como mau socamento e tamanho de grão excessivamente grande, deve recair sobre possíveis reações metal-molde. Alguns metais reagem com a sílica a altas temperaturas (o magnésio é um deles). O ferro não reage com a sílica a não ser quando oxidado; se este for o caso, à reação pode se seguir uma penetração bastante intensa. É que o óxido de ferro escorifica a sílica formando um silicato de ferro de baixo ponto de fusão (v. figura 4.2) e facilitando a penetração do metal líquido. Certos elementos de liga presentes no ferro também podem apresentar a mesma tendência de oxidação e reação com a sílica. Em alguns casos essa tendência é tão pronunciada, que a utilização de areias de sílica é desaconselhada. mas a maioria dos problemas de penetração devida a reação pode ser resolvida adotando-se procedimentos metalúrgicos corretos e evitando-se a reoxidação do metal durante o preenchimento do molde. A figura 4.3 esquematiza o mecanismo de absorção de ar pelo metal que escoa pelos canais do molde.

Quando aquecido, o quartzo α, que é a variedade alotrópica da sílica estável à temperatura ambiente, expande-se mais ou menos uniformemente até 573°C, quando ocorre a transformação reversível do quartzo α em quartzo β (inversão do quartzo). Essa transformação é acompanhada de uma expansão repentina, mas, prosseguindo o aquecimento, o quartzo β contrai ligeiramente. Acima de 867°C pode formar-se a tridimita que é estável até 1470°C. A cristobalita é estável entre 1470°C e o seu ponto de fusão a 1728 0C. Entretanto, as transformações quartzo β ↔ tridimita e tridimita ↔ cristobalita não ocorrem facilmente e é possível ter-se quartzo aquecido acima de 867°C por horas ou dias, inalterado ou apenas parcialmente transformado em tridimita ou cristobalita. Inversamente, pode-se ter tridimita ou cristobalita preservadas indefinidamente à temperatura ambiente.

Fig. 4.3 – O ar é aspirado pelo fluxo de metal nas zonas de baixa pressão.

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A sílica fundida não cristaliza imediatamente: pelo contrário, a cristalização da sílica a partir do líquido é muito lenta. Assim, é muito fácil esfriar a sílica fundida de modo a obter-se um vidro (sólido não-cristalino), denominado sílica vítrea, estável indefinidamente à temperatura ambiente e que apresenta um coeficiente de expansão térmica muito pequeno em todas as temperaturas.

Como nos moldes de fundição apenas uma pequena parcela da areia é aquecida de cada vez a temperaturas superiores a 867°C, e o tempo de permanência a temperaturas altas é relativamente curto, apenas uma quantidade desprezível de grãos de areia tem possibilidade de transformar-se em tridimita e/ou cristobalita. Para efeitos práticos, portanto, apenas a inversão α ↔ β do quartzo, que ocorre a 573°C, deve ser responsabilizada pelos fenômenos de expansão térmica observados em moldes de fundição e causadores de defeitos tais como “descascamentos”, “rabos-de-rato”, “veiamento” etc. Essa expansão é bastante pronunciada, como mostra a figura 4.1, e constitui-se na maior desvantagem do uso de sílica como areia-base.

Uma outra desvantagem do uso de sílica como areia-base é de ordem higiênica: a presença de partículas muito finas de sílica, principalmente as menores de 10µm, traz o perigo da silicose. A silicose é uma moléstia do pulmão causada pela prolongada inalação de pó de sílica. Ela raramente se manifesta com menos de dois anos de exposição a ar contendo pelo menos 6.000.000 de partículas de sílica por pé cúbico. As alterações causadas no pulmão pela doença não são curáveis e, em grande parte dos casos, sobrevém uma tuberculose quase sempre de caráter severo, que freqüentemente é fatal. A prevenção da silicose é, portanto, uma necessidade imperiosa, que requer instalações eficientes de exaustão e captação de poeiras nos pontos onde elas são geradas e uso de máscaras respiratórias por pessoas que devam permanecer junto a esses pontos.

Resumindo, as são três as desvantagens do uso de sílica como areia-base, que às vezes impõem a sua substituição por outros minerais: sua elevada expansão térmica, sua reatividade com alguns metais e ligas e o perigo de silicose.

b) Areia de zirconita

A zirconita é um silicato de zircônio, ZrO2.SiO2. O mineral puro (estequiométrico) contém 67,2% de óxido de zircônio e 32,8% de óxido de silício. Seu ponto de fusão é de 2550°C e sua densidade 4,7. A zirconita ocorre em areias de praia em varias partes do mundo e em particular na Austrália, nos Estados Unidos, na Índia e no Brasil. Em nosso País, a zirconita ocorre em praias do Estado do Espírito Santo (Guarapari), associada à monazita, que é um minério de tório, e é exportada misturada a um outro minério de zircônio, a badeleita.

Devido à sua alta dureza e a inexistência de planos de clivagem, boa parte dos grãos da areia de zirconita guarda a forma do cristal original.

Além de ser mais refratária que a sílica, a zirconita apresenta um coeficiente de expansibilidade térmica muito pequeno (a expansão de 20 a 1000°C é a sexta parte da observada para a sílica) e é menos reativa com vários metais líquidos, particularmente com o ferro.

Pelo fato de não ocorrer de forma generalizada sobre a crosta terrestre como a sílica, os custos da areia de zirconita são, em geral, onerados por altos custos de transporte, fazendo com que os preços por tonelada da areia de zirconita sejam varias vezes superiores aos da areia de sílica. E é preciso que se leve em conta, ainda, que para preencher o mesmo volume de um molde é necessário que se empregue uma quantidade em peso de zirconita correspondente a quase o dobro da sílica necessária.

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c) Areia de cromita

O emprego de cromita como areia-base em fundições, principalmente em fundições de aço, é relativamente recente, mas sua utilidade como refratário para fornos já é reconhecida e aprovada de longa data. Essa utilidade baseia-se no alto ponto de fusão (cerca de 2180°C), expansão térmica moderada, estabilidade da forma cristalina a temperaturas elevadas e comportamento químico neutro.

O mineral cromita, FeO.Cr2O3, que contém 68% de Cr2O3, raramente ocorre isolado e os minérios de cromo conhecidos como cromitas são, na realidade, soluções sólidas de vários espinélios, entre os quais a cromita (FeO.Cr2O3), picrocromita (MgO.Cr2O3) e espinélio (MgO.A12O3), associadas a uma ganga constituída de serpentina, olivina, quartzo e piroxênios.

A faixa de composições de cromitas normalmente aceita para aplicações em refratários é:

Cr2O3: 38 a 48%; A12O3: 12 a 24%; Fe2O3: 14 a 24%; MgO: 14 a 18%; SiO2: 10% máximo A densidade varia com a composição entre 4 e 4,6.

A areia de cromita é obtida da britagem e classificação granulométrica do minério.

A maior parte da areia de cromita usada como areia-base para moldagem em todo o mundo ocidental é suprida pelas jazidas da África meridional. O Estado da Bahia possui importantes reservas de cromita.

Para uso em fundição, a cromita não pode ter ganga em excesso, porque os minerais hidratados, como a serpentina, liberam água a altas temperaturas. Recomenda-se, por isso, que a perda ao fogo da cromita não ultrapasse o valor de 0,5%, caso contrário podem-se esperar defeitos devidos a gás nas peças fundidas. O ensaio de perda ao fogo, neste caso, deve ser feito em atmosfera não-oxidante, para que não se observe ganho ao invés de perda.

As cromitas mais empregadas em fundição (procedentes da África) caem na seguinte faixa de composição:

Cr2O3: 45 a 50%; A12O3: 11 a 16%; Fe2O3: 20 a 26%; MgO: 10 a 15%; SiO2: 3% máximo

d) Areia de olivina

A olivina é um mineral constituído essencialmente por ortossilicato de magnésio e ferro. As variedades mais comuns têm coloração verde-oliva, donde decorre a sua denominação.

Além de magnésio e ferro, a olivina comum contém pequenas quantidades de manganês, cálcio e mais raramente zinco e chumbo. As areias usadas em fundição são constituídas por uma solução sólida de cerca de 90% de forsterita (Mg2 SiO4) e 10% de faialita (Fe2SiO4), com ponto de fusão próximo dos 1800°C e densidade entre 3,25 e 3,4. A expansão térmica da olivina por aquecimento de 20 a 1000°C é cerca de 30% menor que a da sílica.

Trata-se, entretanto, de um mineral frágil, que se rompe ao longo de dois indistintos planos de clivagem.

Os possíveis produtos de alteração da olivina incluem a serpentina, a clorita ou anfibólios e certos óxidos de ferro, anidros ou hidratados; por intemperismo, o mineral pode se alterar de modo a formar carbonatos ou óxidos de ferro e sílica.

Algumas especificações recomendam um teor mínimo de 80% de 2MgO.SiO2, perda ao fogo máxima 1,35% e umidade máxima 1%.

A olivina tem sido usada em vários países na fundição de aço ao manganês e algumas poucas

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outras aplicações especiais onde se necessite expansão mais moderada que a da sílica e menor reatividade com certas ligas fundidas.

Algumas fundições escandinavas, no entanto, usam exclusivamente olivina como areia-base por razões de higiene principalmente, já que a poeira de olivina não apresenta problema de pneumoconiose (do tipo silicose).

Existem no Brasil ocorrências de olivinas, aparentemente com características satisfatórias para serem aplica das em areias de moldagem aglomeradas com argilas.

e) Outros tipos de areia-base

Em menor proporção que os tipos anteriores, têm sido usados como areias-base materiais como chamote, coque e outros.

A baixa expansibilidade da chamote faz desse material uma alternativa interessante para a sílica, quando se trata de fundir grandes peças em aço ou em ferro fundido Pode ser obtida da calcinação de certas argilas a altas temperaturas de modo a formar blocos sinterizados, que depois são britados e classificados. A mesma designação é usada pa ra misturas de refratários granulados obtidas da britagem de cadinhos e tijolos refratários. O emprego de areias de chamote diminui consideravelmente o risco de ocorrência de defeitos devidos à expansão, mas o seu emprego como areia-base no Brasil é, quando muito, esporádico. Para que suas propriedades refratárias não sejam afetadas, a areia de chamote deve ser aglomerada com uma argila compatível (argila refratária), de modo que uma não atue como fluxante da outra a altas temperaturas.

Do ponto de vista de difusividade térmica, as areias de chamote deixam a desejar, devido à baixa densidade e à baixa condutividade dos grãos. Seu ponto de fusão é variável, dependendo da origem e do modo de preparo, mas as boas areias de chamote praticamente se equiparam à sílica nesse aspecto.

Um outro material cuja utilização como areia-base recebeu alguma consideração é o carbono. De fato, suas propriedades refratárias, sua baixa expansão, o fato de não ser molhado por metais líquidos e a sua baixa reatividade, fazem do carbono, talvez, o mais adequado de todos os materiais para uso como areia-base, desde que se possa evitar o seu contato com oxigênio a altas temperaturas.

Os materiais experimentados até o momento parecem ser coques fabricados a partir de carvões selecionados. Os resultados obtidos são excelentes em vários aspectos: os de feitos de expansão são praticamente eliminados, a difusividade térmica é alta e a compatibilidade com diversos aglomerantes parece ser plenamente satisfatória. Mas a presença de mais de 5% de enxofre nessa areia causou várias dificuldades

4.2 - As características geométricas dos grãos de areia

Por características geométricas dos grãos de areia entendem-se principalmente o tamanho médio dos grãos, a distribuição granulométrica e a forma dos grãos; (algumas fundições estabelecem restrições também quanto à textura dos grãos).

O tamanho médio dos grãos e obtido a partir da distribuição granulométrica e corresponde à média ponderada dos tamanhos observados. Na realidade, para exprimir o tamanho médio de grãos de uma areia, utiliza-se o Módulo de Finura que é uma aproximação desse conceito.

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Ainda a partir -da distribuição granulométrica, pode-se determinar a “superfície específica teórica” da areia, que e assim designada -porque indica a área da superfície de um grama de grãos de uma dada areia, se esses grãos fossem esféricos. A “superfície específica real” é determinada através do permeâmetro de Blaine. Desde que a esfera tem a menor área superficial por unidade de volume, a relação entre as superfícies específicas real e teórica deve ser maior ou igual à unidade e será tanto maior quanto mais a forma do grão diferir da forma esférica. Essa relação pode ser definida por “coeficiente de angularidade”. A título de exemplo, um cubo tem coeficiente de angularidade 1,25 aproximadamente e um tetraedro regular cerca de 1,49.

A forma dos grãos de uma areia pode ser expressa através do seu coeficiente de angularidade ou então através de designações mais ou menos subjetivas como “arredondada”, “sub-angular” e “angular”, conforme esquema da figura 4.4.

Os coeficientes de angularidade aproximados, correspondentes a cada uma das formas da figura 11 são:

forma arredondada < 1,25 forma sub-angular 1,50 forma angular > 1,65

Todas essas características geométricas (isto é, a granularidade da areia-base) têm influência marcante sobre o “empilhamento” dos grãos de areia durante a moldagem.

O tipo e a densidade do “empilhamento” dos grãos, por sua vez, exercem influência e, mesmo, determinam muitas propriedades intrínsecas ou ligadas ao comportamento da are ia de moldagem como a escoabilidade, a permeabilidade, a difusividade térmica, a expansibilidade térmica.

Para que se possa mais facilmente compreender as implicações das características geométricas dos grãos no empilhamento e, portanto, nas propriedades, é interessante que se examine o empilhamento de grãos esféricos.

a) Empilhamento de esferas de tamanho uniforme

A maneira mais compacta de empilhar esferas de mesmo tamanho e o arranjo romboédrico ou hexagonal compacto, no qual cada esfera toca 12 outras esferas. Num arranjo desse tipo, a porcentagem do volume desocupado (“poros” ou “vazios”) é de quase 26%, independentemente de qual seja o tamanho das esferas (desde que sejam todas do mesmo tamanho). Esse espaço vazio é único e tem a forma de uma rede tridimensional.

Fig. 4.4 - Formas de grãos de areia

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Considerem-se dois empilhamentos compactos de esferas de tamanho uniforme, sendo um de esferas pequenas e outro de esferas grandes. Para um mesmo volume total, o volume de poros é o mesmo nos dois casos, mas no primeiro caso a rede de vazios é constituída por um grande número de “canais” de pequenas dimensões, enquanto que no segundo caso tem-se um menor numero de canais de dimensões maiores.

Para um gás que atravesse esses empilhamentos de esferas, a rede de vazios pode ser assemelhada a um conjunto de pequenos canais tortuosos e de dimensões não-uniformes. O gás em movimento é obrigado, portanto, a mudar de direção inúmeras vezes e suas moléculas colidem entre si e com as paredes dos canais, o que constitui uma resistência à passagem do gás. Quanto menores e mais tortuosos os canais que formam a rede de vazios, tanto mais difícil será o escoamento de gás, isto é, menor será a permeabilidade.

Se toda a rede de vazios fosse substituída por apenas um tubo reto de mesmo volume, a permeabilidade seria muito maior.

À medida que decresce o tamanho das esferas, o número de canais ou poros existentes entre elas aumenta, mas suas dimensões ficam menores e o número de mudanças de direção aumenta. Como resultado disso, a permeabilidade decresce, embora o volume de vazios permaneça inalterado.

b) Empilhamento de esferas de diversos tamanhos

A maneira mais cômoda de estudar o empilhamento -de esferas de diferentes tamanhos é considerar as possíveis alterações introduzidas num empilhamento compacto de esferas uniformes pela adição de esferas com dimensões diferentes.

A maior esfera que cabe no interstício típico de um empilhamento compacto de esferas com diâmetro D, tem diâmetro d1 = D (√2 - 1) ou, aproximadamente, d1= 0,4 D, dando uma relação entre os diâmetros das esferas maiores e os das esferas menores D/d1 = 2,5. Portanto, se a um conjunto de esferas de diâmetro D formos adicionando esferas com diâmetro d1 ≤ 0,4D, é possível conseguir-se empilhamentos progressivamente mais densos, em que as esferas menores ocupam os interstícios das maiores.

Nessas condições a proporção de vazios no empilhamento diminui e a densidade aumenta. A figura 4.5 esquematiza a variação de densidade e do volume de vazios para esse caso.

É possível prosseguir nesse processo de redução da proporção de vazios, adicionando-se, em seguida, esferas com diâmetro d2 ≤ 0,4d1 e assim sucessivamente.

Suponhamos agora que ao conjunto de esferas com diâmetro D se adicionem algumas esferas com diâmetro d'1 tal que D > d'1 > 0,4D. Sabemos que estas novas esferas não têm diâmetro suficientemente pequeno para que caibam nos interstícios do empilhamento de esferas maiores, de modo que sua introdução perturbará o empilhamento compacto inicial o empilhamento resultante ficará menos denso, isto é, com proporção de vazios maior que 26%. À medida que a proporção de esferas com diâmetro d' aumenta, a densidade do empilhamento diminui, até alcançar um mínimo e aumentar novamente; a densidade máxima será novamente alcançada quando as esferas de diâmetro d'1 constituírem 100% do empilhamento. A variação de densidade, neste caso, é esquematicamente mostrada no gráfico da figura 4.6.

É evidente que esses mesmos gráficos das figuras 4.5 a 4.8 podem ser usados para representar os casos inversos, em que esferas de grande diâmetro sejam introduzidas em empilhamentos de esferas de menor diâmetro. Basta que os gráficos sejam “lidos” da direita para a esquerda.

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volume de vazios

densidade c) Empilhamento de grãos de areia (não-esféricos)

Devido à forma irregular dos grãos de areia, não e possível, apenas pela via te6rica, conhecer-se com precisão os efeitos de variações do tamanho dos grãos no volume de vazios e, portanto, na densidade dos empilhamentos resultantes. Mas os efeitos podem ser estimados, supondo-se que, os grãos irregulares de areia se comportem de forma semelhante a esferas de dimensões equivalentes. A prática mostra que isso efetivamente acontece, de modo que, de forma aproximada, podemos adotar as mesmas conclusões obtidas nos parágrafos anteriores. Neste caso, entretanto, não se pode falar em “diâmetros”, já que os grãos de areia reais não são esféricos. Além disso, não existem dois grãos de areia exatamente iguais e, portanto, não faz sentido raciocinar em termos de dimensões de grãos individuais, mesmo porque seria impossível medir cada grão.

0 100% de esferas com d1 ≤ 0,4 D

Fig. 4.5 - Volume de vazios e densidadede empilhamento no caso de d1 ≤ 0,4D(esquemático).

volume de vazios

densidade

Na prática, as dimensões dos grãos de areia são expressas em termos de “faixas granulométricas”, isto é, faixas de tamanhos de grãos, definidas pelas aberturas das malhas de peneiras consecutivas numa série padronizada de peneiras. A tabela 4.I apresenta algumas das séries de peneiras usadas para analisar as dimensões de grãos de areia-base para fundição. Se por uma dessas séries de peneiras fizermos passar uma amostra de areia, de tal modo que o material que passa pela malha de maior abertura seja dirigido à de abertura imediatamente menor e assim sucessivamente, como resultado teremos uma distribuição dos grãos da amostra segundo às faixas granulométricas definidas pela série de peneiras escolhida. A “distribuição granulométrica” é expressa pelas frações porcentuais da amostra contidas em cada faixa granulométrica: cada uma dessas frações é denomina da “fração granulométrica”.

0 100% de esferas com

D > d1 > 0,4 D Fig. 4.6 - Volume de vazios e densi-dadede empilhamento no caso de D > d’1 >0,4 D (esquemático).

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Em geral, a relação entre a maior dimensão e a menor dimensão de uma faixa granulométrica é de √2, isto é, aproximadamente 1,4 (menor que 2,5). Podemos deduzir, portanto, que a porcentagem de vazios em qualquer fração granulométrica é maior que 26%, mas não podemos saber de antemão qual seja a real porcentagem. Como também não podemos afirmar que duas diferentes frações granulométricas apresentam a mesma porcentagem de vazios, pois embora as relações entre as dimensões máxima e mínima sejam iguais nas duas frações (√2), nada garante que as distribuições dos diversos tamanhos de grãos sejam semelhantes. Além disso, a forma dos grãos pode variar substancialmente numa mesma areia, de uma fração granulométrica para outra.

Assim, se escolhermos duas faixas granulométricas contíguas da série U.S.S., por exemplo -0,84 +0,59mm e -0,59 +0,42mm, e repetirmos para grãos de areia compreendidos nessas faixas o raciocínio aplicado a esferas perfeitas, isto é, substituirmos progressivamente os grãos da fração -0,84 +0,59mm por grãos da fração -0,59 +0,42mm, verificaremos que a variação da densidade e porcentagem de vazios se processará de acordo com a figura 4.7 (comparar com a figura 4.6). De fato, a maior relação de dimensões possível é 0,84 ÷ 0,42 = 2, menor que 2,5, o que indica que o menor grão da faixa -0,59 +0,42mm não cabe num vazio formado pelos maiores grãos da faixa -0,84 +0,59mm e, portanto, "perturba" o empilhamento; como resultado, a porcentagem de vazios aumenta e a densidade diminui (figura 4.7).

1,3

1,4

1,5

1,6

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

% de material -0,21 +0,15mm

dens

idad

e ap

aren

te, g

/cm

3

1,25

1,35

1,45

0 20 40 60 80 100

% de material -0,59 +0,42mmde

nsid

ade

apar

ente

, g/c

m3Fig. 4.7 - Combinação de faixas granulométricas

-0,84mm +0,59mm e -0,59mm +0,42mm.

Fig. 4.8 - Combinação de faixas granulométricas -0,84mm +0,59mm e -0,21mm +0,15mm.

Se em lugar da faixa -0,59 +0,42mm escolhêssemos a faixa -0,21 +0,15mm, teríamos que a menor relação de dimensões possível seria 0,59 ÷ 0,21 = 2,8, maior que 2,5, significando que qualquer grão da faixa -0,21 +0,l5mm cabe comodamente em qualquer vazio de empilhamento de grãos da faixa -0,84 +0,59mm e que a mistura de grãos dessas duas frações sempre resulta em diminuição da porcentagem de vazios e aumento da densidade (figura 4.8).

Se o mesmo raciocínio fosse repetido para cada uma das faixas intermediárias não consideradas, respectivamente -0,42 +0,30mm e -0,30 +0,21 mm, teríamos as seguintes relações de dimensões em relação à faixa -0,84 +0,59mm:

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1º caso maior relação = 0,84 ÷ 0,30 = 2,8 >2,5 (faixas -0,84 +0,59 e -0,42 +0,30) menor relação = 0,59 ÷ 0,42 =1,4 < 2,5

2º caso maior relação = 0,84 ÷ 0,21 = 4 >2,5 (faixas -0,84 +0,59 e -0,30 +0,21) menor relação = 0,59 ÷ 0,30 = 1,97 < 2,5

A rigor, portanto, não se pode, afirmar que qualquer das combinações de faixas granulométricas resulte em aumento ou diminuição da porcentagem de vazios ou da densidade. Os números obtidos, no entanto, sugerem que, no primeiro caso, a combinação de grãos das duas faixas não deve resultar em variações sensíveis da densidade e da porcentagem de vazios, enquanto que no segundo caso, deve-se observar uma pequena tendência ao aumento da densidade com diminuição da porcentagem de vazios.

Resumindo as considerações feitas até aqui, podemos deduzir que uma areia-base cujos grãos estejam distribuídos entre quatro faixas granulométricas consecutivas da série U.S.S. deve apresentar porcentagem de vazios (e, portanto, densidade) semelhante à observada na primeira das quatro faixas. A introdução de uma quinta faixa granulométrica, no entanto, conduz a apreciável redução do volume de vazios (aumento da densidade). E evidente que essa tendência se acentua à medida que novas faixas granulométricas mais “finas” vão sendo introduzidas no agregado.

No raciocínio usado até supôs-se que os grãos de areia reais comportam-se, para fins de empilhamento, aproximadamente como esferas. Essa suposição é válida desde que não se perca de vista dois fatos importantes.

O primeiro deles é que os grãos reais, com suas formas irregulares, apresentam maior dificuldade que partículas esféricas para alcançar um dado grau de compactação (ou densidade). A característica de “escoabilidade” já foi definida em § 3.l (a). Quanto maior o coeficiente de angularidade dos grãos, menor a escoabilidade da areia, isto é, menor será a densidade alcançada com uma dada energia de compactação (ou maior será a energia de compactação necessária para se alcançar uma dada densidade).

O segundo fato a ser considerado tem implicações na permeabilidade da areia compactada. Desde que a superfície específica da areia aumenta com a irregularidade da forma dos grãos (a definição do coeficiente de angularidade está baseada nisso), mantendo-se constantes as demais características geométricas da areia base; e o grau de compactação, a permeabilidade decresce a' medida que a forma dos grãos se afasta da forma esférica. Entretanto, para fins práticos, o efeito da forma dos grãos sobre a permeabilidade tende a ser suplantado pelas diferenças em escoabilidade. Na operação de moldagem esta afeta diretamente o grau de compactação do molde e, portanto, as dimensões dos canais que formam a rede de vazios. Por exemplo, com uma redução de apenas 5% na densidade do molde a área dos “canais” aumenta em 100%, enquanto que as maiores variações de superfície específica devidas à variação na forma dos grãos raramente ultrapassam os 25%.

À medida que a irregularidade da forma dos grãos se acentua pode-se ter uma reversão dessa tendência, observando-se densidades de empilhamento mais altas e permeabilidades mais baixas. Esse efeito não é difícil de ser compreendido basta que se imagine um caso extremo em que os grãos apresentam formas cúbicas ou paralelepípedos, tornando possível formar, em determinadas regiões, empilhamentos semelhantes a uma parede de tijolos.

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4.3 - Como as características geométricas dos grãos de areia afetam as propriedades No parágrafo 4.2 procurou-se mostrar os efeitos das características geométricas no “empilhamento” dos grãos de areia-base. Embora naquelas considerações se tenha omitido, para simplificar a discussão, a presença do ligante ou aglomerante, as conclusões tiradas não perdem significado porque nas areias de moldagem razoavelmente bem preparadas, o aglomerante (argila umedecida) distribui-se sobre a superfície dos grãos de areia-base na forma de uma camada mais ou menos uniforme. Como a espessura desse filme é, via de regra, muito pequena, quando comparada às dimensões dos grãos de areia, os grãos recobertos de aglomerante guardam muita semelhança, em forma e dimensões, com os grãos originais não cobertos.

Portanto, levando-se na devida conta o fato de que, para compactar uma areia aglomerada, o esforço aplicado deve vencer as forças adesivas dos filmes de argila umedecida (e não apenas o atrito entre grãos descobertos), as considerações do parágrafo anterior podem ser aplicadas imediatamente às areias de moldagem. Os efeitos dos filmes de argila podem ser considerados aditivos aos das características geométricas da areia-base e serão vistos mais adiante.

a) Permeabilidade

Esses efeitos já foram discutidos no parágrafo anterior e só serão aqui resumidos: a permeabilidade varia diretamente com o tamanho médio dos grãos; para um mesmo tamanho médio de grãos, a permeabilidade varia com a distribuição granulométrica, sendo maior para areias concentradas em poucas faixas granulométricas e menor para areias distribuídas em várias faixas granulométricas. Os efeitos da forma dos grãos sobre a permeabilidade podem ser desprezados, já que as variações de superfície específica tendem a ser compensadas pelas variações na escoabilidade.

b) Escoabilidade

O principal fator determinante da escoabilidade numa areia de moldagem são as forças adesivas que têm que ser vencidas para se promover a sua compactação e estas são função direta da espessura e da qualidade dos filmes de argila umedecida que recobrem os grãos de areia. Esse efeito será discutido mais adiante. Mas é evidente que as características geométricas dos grãos também desempenham papel importante, pois a escoabilidade será tanto menor quanto maior for o número de contatos entre grãos, isto é, de pontos de aplicação das forças adesivas. O numero de pontos de contato aumenta com a diminuição do tamanho médio dos grãos e com o aumento do número de faixas granulométricas (espalhamento da distribuição granulométrica). Portanto, supondo-se que as formas dos grãos sejam semelhantes, areias mais finas e/ou de distribuição granulométrica mais espalhada, tendem a apresentar menor escoabilidade.

No que diz respeito à forma dos grãos, a escoabilidade será tanto menor quanto mais irregulares forem os grãos. Assim, uma areia constituída de grãos angulares tem menor escoabilidade que uma areia sub-angular e esta tem menor escoabilidade que uma areia de grãos arredondados, desde que as demais características

Fig. 4.9 - O maior número de pontos decontato nas areias angulares traduz-se emmenor escoabilidade.

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geométricas sejam semelhantes nos três casos. A figura 4.9 esquematiza as duas situações extremas, mostrando que, os agregados de grãos de formas irregulares apresentam maior número de pontos de contatos a impedir um deslizamento fácil durante a compactação.

c) Difusividade térmica da areia compactada

Em § 3.2 ficou evidente a complexidade inerente ao estudo das transferências de calor em moldes de fundição devido ao grande número de fatores envolvidos e aos diferentes modos pelos quais o calor é transferido através do molde no decurso da fundição e solidificação de uma peça.

Mesmo que não se disponha ainda de uma visão total do problema, o conhecimento do modo genérico pelo qual os diversos fatores ligados ao molde influenciam a velocidade de transferência de calor, pode ser extremamente útil.

Somando-se o que foi dito em § 3.2 às considerações feitas em § 4.2 pode-se resumir a influência das características geométricas da areia-base sobre a difusividade térmica no seguinte:

• nos casos em que, durante a fundição e a solidificação existem quantidades apreciáveis de gases ou vapores no molde (em geral provenientes do pr6prio material de moldagem), altas permeabilidades favorecem a extração rápida de calor, isto é, resultam em alta difusividade; nesses casos, portanto, o mesmo raciocínio aplicado para o estudo dos efeitos das características geométricas sobre a permeabilidade vale igualmente para a difusividade térmica.

• nos casos em que a quantidade de gases presente não é suficiente para que a convecção se torne um mecanismo importante de transferência de calor, a densidade da areia compactada afeta diretamente a transmissão de calor por condução. Assim, todo o conjunto de características geométricas que conduza a uma pequena proporção de vazios (alta densidade) favorece a difusividade térmica.

É importante lembrar, porém, que mesmo que se utilizem altas pressões de moldagem, os moldes de fundição não alcançam as máximas densidades teóricas, ficando mesmo, na maioria dos casos, muito aquém desse máximo. A intensidade de compactação é, portanto, uma variável importante à disposição do fundidor para controle da maioria das propriedades do molde, inclusive da permeabilidade e a difusividade térmica. Tomando como base a prática mais usual de moldagem nas pequenas e medias fundições, incrementos moderados na intensidade de compactação trazem como efeito sensível imediato uma redução de permeabilidade, não se notando variações de importância na difusividade. Isso indica que, na faixa de densidades de molde usuais nessas fundições, as influências de variações na permeabilidade e na densidade do molde sobre a sua difusividade térmica praticamente se contrabalançam.

d) Estabilidade térmica dimensional

As tensões introduzidas nos moldes em razão de expansões térmicas, resultam, em última análise, da expansão que cada grão individual de areia sofre quando aquecido. Se todos os grãos de areia de um molde fossem uniformemente aquecidos até uma dada temperatura, a expansão total do molde seria determinada apenas pelo coeficiente de expansão térmica do mineral de que se constituísse a areia (sílica, na maioria dos casos).

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Na realidade, as expansões observadas em moldes de fundição são menores do que as indicadas simplesmente pela aplicação dos coeficientes de expansibilidade térmica dos materiais envolvidos. As razões mais importantes para isso são:

• o adensamento obtido com os processos comuns de moldagem não permite que se alcancem as densidades máximas teóricas; desse modo, muitos grãos de areia expandem-se livremente e não contribuem para a expansão total.

• em cada região do molde a temperatura varia continuamente e, em geral, não há condições para que todos os grãos ali contidos sejam aquecidos por inteiro à temperatura vigente no momento. No caso particular da sílica, em que uma parcela importante da expansão observada se deve à inversão do quartzo, esse fato se torna ainda mais importante.

Além disso, encarando-se o problema do ponto de vista estritamente prático, a quase totalidade dos defeitos devidos à expansão térmica ocorre antes que a cavidade do molde seja completamente preenchida pelo metal líquido, já que poucos segundos após o contato com a parede do molde, a maioria das ligas metálicas já apresenta uma crosta solidificada que pode “reproduzir” um defeito já existente, mas é essencialmente insensível a posteriores trincamentos no molde. Portanto, o tempo disponível para que ocorram defeitos de expansão está praticamente limitado ao período de preenchimento do molde. (Decorre daí, que quanto mais rápido se processar o preenchimento do molde com metal líquido, tanto menor será a possibilidade de ocorrência de defeitos devidos à expansão térmica).

A influência das características geométricas da areia-base sobre a estabilidade térmica dimensional dos moldes pode, portanto, ser sumarizada como segue:

• qualquer conjunto de características geométricas que dificulte a obtenção de empilhamentos de grãos teoricamente compactos favorece a estabilidade térmica dimensional dos moldes, por evitar que uma parcela importante dos grãos contribua para a expansão total. Deve-se, portanto, evitar a utilização de areias-base com distribuições granulométricas concentradas em uma ou duas faixas (peneiras da série padrão); distribuições excessivamente espalhadas, com concentrações importantes em cinco ou mais faixas granulométricas tendem a produzir efeito semelhante, além de reduzir a permeabilidade.

• qualquer conjunto de características ou procedimentos que limite a obtenção de altas densidades no molde também favorece a estabilidade térmica dimensional. Sob esse ponto de vista, a redução da escoabilidade, com a utilização de grãos sub-angulares ou angulares, seria benéfica. Muito mais eficiente, porém, é a limitação da densidade do molde através do controle da intensidade de compactação. A densidade do molde pode ser monitorada de forma simples e precisa através da medida da dureza (∗).

• altas difusividades térmicas favorecem a estabilidade térmica dimensional dos moldes, desde que, evidentemente, não sejam obtidas por elevação do grau de compactação, mas sim através de altas permeabilidades. É necessário ressalvar que, embora se obtenham altas permeabilidades com distribuições granulométricas concentradas, a alta densidade de empilhamento resultante tende a aumentar a sensibilidade do molde à expansão térmica dos grãos. Assim, além do emprego de menor energia de compactação, a única forma de se melhorar a estabilidade térmica

(∗) Trata-se aqui da medida direta da dureza no molde, já que essa medida feita em corpos de prova

compactados em laboratório sob esforço padronizado, serve apenas como avaliação preliminar da escoabilidade.

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do mol de com aumento de permeabilidade, reside na utilização de areia, com maior tamanho médio de grão. Altas difusividades térmicas resultam em extração mais rápida do calor introduzido pelo metal fundido nas regiões próximas da interface metal-molde, com conseqüente redução das temperaturas máximas atingidas nessas regiões. Além disso, a uniformização da temperatura ao longo da seção transversal de cada grão de areia ocorre mais lentamente em grãos grandes do que em grãos pequenos, de modo que aqueles se expandem mais lentamente que estes.

É preciso que se tenha em mente que as características geométricas da areia-base não são os únicos fatores a influir na estabilidade térmica dimensional dos moldes. Os efeitos da constituição mineralógica da areia já foram indicados em § 4.l. Os efeitos dos outros componentes das areias de moldagem serão discutidos quando se proceder ao seu estudo específico (argilas, umidade, aditivos).

e) Outras propriedades dos moldes

As influências das características geométricas dos grãos de areia-base sobre as demais propriedades dos moldes são, em geral, reduzidas ou mascaradas pela ação de outros componentes da areia.

Entretanto, deve-se fazer menção ao caso da refratariedade. Devido ao período de tempo relativamente curto durante o qual se exige do molde a propriedade da refratariedade, areias de mesma constituição mineralógica, mas com diferentes características geométricas podem comportar-se de maneira diferente. O tamanho médio dos grãos é fator importante, pois, como já foi dito, grãos de diferentes tamanhos se aquecem a diferentes velocidades, de modo que areias grossas (grande tamanho médio de grãos) comportam-se, nos moldes, como se fossem mais refratárias que areias finas (pequeno tamanho médio de grãos). Altas difusividades térmicas propiciam temperaturas mais baixas nas regiões do molde próximas da interface com o metal (e na própria interface), de modo que os moldes se comportam como se fossem mais refratários.

4.4 - Seleção da areia-base As discussões feitas neste capítulo, se somadas à experiência prévia, fornecem os subsídios básicos necessários para a seleção da areia-base mais conveniente para cada aplicação.

Não são poucos os casos em que essa seleção é feita apenas com base no custo por tonelada de areia-base, mas é evidente que com tal método de seleção as probabilidades de sucesso são mínimas. É verdade que várias fundições suprem-se de suas necessidades de areia-base extraindo-a de depósitos situados junto ao próprio local da fundição. Mas se forem examinados os antecedentes, poderá ser verificado que, na grande maioria desses casos, a localização da fundição foi determinada pela existência de um depósito de areia adequada às necessidades técnicas. Não se trata, portanto, do aproveitamento de depósitos descobertos a posteriori, já que essa possibilidade decorreria exclusivamente da sorte.

Como além dos fatores técnicos existem componentes econômicos a influir na seleção da areia-base e que pequenas inadequações técnicas podem ser contrabalançadas pelo uso criterioso de aglomerantes e aditivos, não existe uma fórmula de seleção que aplicada a cada caso indique a areia-base ideal.

Como se pôde perceber ao longo do presente capítulo, o tratamento do problema da areia-base apenas do ponto de vista teórico fornece, em geral, indicações qualitativas que, de um

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lado, complementam as informações quantitativas tiradas da prática diária e, de outro ledo, servem como ferramentas poderosas na detecção das causas de problemas encontrados em fundição.

As propriedades do molde que sofrem influência direta da areia-base e que devem ser levadas em maior consideração quando da sua seleção, são a refratariedade, a inércia química, a difusividade térmica, a estabilidade térmica e a permeabilidade. Outro aspecto importante, que também é afetado diretamente pela areia-base é o acabamento superficial do molde, que é retratado, com maior ou menor fidelidade, pela peça fundida.

Os graus de exigência para todas essas propriedades ou características são determinados essencialmente pelo tipo de metal fundido e pelo porte da peça a ser produzida. O tipo de metal fundido define a temperatura a que a superfície do molde será aquecida e o tipo de “agressão” química a que ela será submetida; o porte da peça fundida estabelece os tempos durante os quais os moldes ficam sujeitos a altas temperaturas (assim como a distribuição de temperaturas ao longo da parede do molde), os tempos de exposição às condiç3es agressivas e a magnitude das pressões exercidas pelo metal líquido contra as paredes do molde.

Em §3.2 foram indicados os fenômenos que ocorrem durante o enchimento do molde pelo metal líquido e após o preenchimento da cavidade do molde, tendo-se deixado implícita a importância dos fatores temperatura, tempo de exposição tanto à temperatura como à condição de reação química e pressão metalostática, assim como da conseqüente formação de gases e vapores.

É evidente que a severidade dos efeitos cresce com o aumento de cada um ou de todos esses fatores. Mas, ainda que de primordial importância, esses não são os únicos fatores a serem considerados. As diversas ligas metálicas fundidas não diferem umas das outras apenas na temperatura de fusão ou temperatura de vazamento e na reatividade em relação ao material de moldagem, mas apresentam diferenças importantes em propriedades físicas e físico-químicas que podem se constituir mesmo nos principais determinantes da seleção não apenas da areia-base, como dos aglomerantes e aditivos, das técnicas de moldagem e dos procedimentos de acabamento do molde.

Ao invés de se tentar abordar de modo genérico todos esses fatores, o que se fará a seguir será uma discussão breve por tipo de liga fundida.

a) Areias-base para fundição de aços

Os aços fundidos são vazados a temperaturas da ordem de 1600° C, constituindo-se nas ligas de uso comum que mais solicitam os moldes do ponto de vista térmico. Essas altas temperaturas de vazamento associadas a teores de carbono limitados e à presença, em certas ligas, de elementos como manganês, cromo ou outros em níveis apreciáveis fazem com que eles sejam particularmente suscetíveis à oxidação quando no estado líquido. Alguns dos óxidos formados têm problemas de reatividade com a sílica, conforme indica do em §4.1(a), podendo induzir a formação de defeitos decorrentes de reação metal-molde, os quais aparecem na forma de "escória" e, às vezes, de gases. Essa reatividade é realçada pela tensão interfacial óxidos-sílica que, em geral, é baixa: os óxidos molham a sílica, reagem com ela e penetram com facilidade no molde, abrindo caminho para penetração do aço, que de outra forma, não tenderia a penetrar em pequenos vazios, uma vez que a tensão interfacial aço-sílica é alta.

Na seleção da areia-base para fundição de aços deve-se, portanto, levar em consideração a possibilidade de se ter óxidos reativos no metal líquido no momento do vazamento, pois esse

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fato pode determinar a escolha de outro mineral-base que não a sílica. Nesses casos, areias de cromita ou de zirconita têm-se revelado excelentes substitutos da sílica, não apenas por sua maior inércia química em re1ação à maioria das composições de aços, como também em razão de sua menor expansibilidade térmica e maior difusividade térmica.

Não se pode esquecer, entretanto, que, no elenco de técnicas comuns à disposição do fundidor, existem vários métodos eficientes para se evitar a reoxidação do metal durante o vazamento, que se resumem essencialmente ao projeto e execução de um sistema de canais que evite a aspiração de ar pelo fluxo metálico e favoreça a separação de óxidos ou escória presentes na panela.

Entretanto, mesmo com esses cuidados, certas ligas ainda continuam particularmente suscetíveis aos defeitos mencionados, exigindo a utilização de areias-base mais inertes que as de sílica ou, então, que sobre a superfície do molde sejam aplicados filmes protetores na forma de tintas de fundição.

Ressalvados esses casos extremos, as areias de sílica de alta pureza têm sido empregadas com sucesso na fundição de peças de aço. A experiência tem demonstrado a necessidade de se ter cerca de 99%, ou mais, de sílica para uma operação segura. Na realidade, esse valor inclui uma certa margem de segurança devida à possibilidade de parte da sílica, revelada pela análise química da areia, fazer parte de feldspatos de potássio (K2O.Al2O3.6SiO2 ou de sódio (Na2O.Al2O3.6Si02) que têm baixo ponto de fusão (cerca de 1340°C).

As altas temperaturas a que os aços fundidos submetem os moldes trazem, ainda, as seguintes conseqüências:

• rápida evolução de vapor d'água, proveniente da umidade da areia de moldagem, e de gases resultantes de combustão e/ou decomposição de aditivos orgânicos.

• aquecimento, por radiação, das camadas superficiais do molde a temperaturas superiores à da inversão do quartzo, logo no início do preenchimento da cavidade do molde pelo metal líquido, resultando em elevada tendência a defeitos devidos à expansão térmica.

Fica evidente que, na fundição de aços, exigem-se areias-base com características geométricas que proporcionem os mais altos graus de estabilidade térmica e permeabilidade possíveis. Aplicando-se aqui as considerações feitas nos parágrafos anteriores (§ 4.2 e § 4.5), deduz-se que as areias-base para fundição de aços devem ter:

• tamanho médio de grão grande, que além de proporcionar elevada permeabilidade, aquece-se mais lentamente, o que resulta em melhor estabilidade térmica e maior refratariedade aparente do molde. Os módulos de finura geralmente especificados para areias-base destinadas à fundição de aços situam-se na faixa de 45 a 65, preferindo-se areias no extremo inferior da faixa (areias grossas) para a produção de peças pesadas e no extremo superior para peças pequenas. Não é incomum, entretanto, a utilização de areias ainda mais grossas (módulos de finura ao redor de 40) para peças particularmente grandes, mas, nesses casos, para evitar a penetração do metal no molde, torna-se imprescindível o uso de um faceamento feito ou com areia mais fina de características especiais (areias de cromita, zirconita ou chamote, ou através de uma pintura refratária ou ambos.

• distribuição granulométrica não concentrada em uma ou duas peneiras consecutivas da série U.S.S., mas espalhada por 3 ou, preferivelmente, 4 peneiras; é consenso generalizado que uma concentração de 90% dos grãos em 4 peneiras consecutivas proporciona moderadas características de expansão juntamente com valores de

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permeabilidade suficientemente altos.

• a forma dos grãos deve ser sub-angular, de modo a evitar as altas densidades de empilhamento características de grãos arredondados ou excessivamente angulares. Outra razão para que não se empreguem areias com grãos angulares reside na tendência que estes apresentam de gerar finos em decorrência da quebra de arestas.

• finalmente, em vista do aquecimento intenso e brusco a que os moldes são submetidos na fundição de aços, e importante que os grãos de areia-base sejam íntegros, isto é, que não apresentem trincas ou descontinuidades quando observados com lupa ou microscópio; tanto a quebra de grãos trincados como a de arestas de grãos angulares não apresentará efeitos deletérios perceptíveis e não ser após um certo número de ciclos de reutilização de areia, pois a formação de finos será gradativa.

b) Areias-base pare fundição de ferros fundidos

Tratando-se de ligas cujas composições estão, em geral, próximas do eutético no diagrama de equilíbrio Fe-C (ou Fe-C-Si), os ferros fundidos apresentam, em relação aos aços, diferenças importantes que se refletem nas propriedades exigidas dos moldes e, portanto, na seleção de areias-base. Em primeiro lugar, as temperaturas de vazamento situam-se em torno dos 1400° C, o que se traduz numa solicitação térmica imposta aos moldes bem menos intensa que no caso dos aços. Em segundo lugar, os teores relativamente altos de carbono fazem com que a suscetibilidade à oxidação, quando no estado líquido, seja comparativamente mais baixa, mesmo nos casos de certos ferros fundidos especiais com teores importantes de elementos altamente oxidáveis.

Por outro lado, em se tratando de ligas desenvolvidas especialmente para fundição, as propriedades de fluidez são bastante mais elevadas que as dos aços, como decorrência de vários fatores (entre outros: menor tendência à oxidação, diferente mecanismo de solidificação e menor tensão superficial do metal líquido). Como conseqüência, os ferros fundidos preenchem detalhes do molde com relativa facilidade, em particular, poros de grandes dimensões.

Levando-se em conta todas essas diferenças, chega-se à conclusão que as areias-base para ferros fundidos podem e devem ser mais finas que as usadas para aços. Devem ser mais finas tendo em vista o acabamento superficial das peças e podem ser mais finas em decorrência de serem as solicitações térmicas de menor monte, de modo que os requisitos de estabilidade térmica e permeabilidade não são tão restritivos como no caso de fundição de aços.

Nas essas solicitações térmicas, ainda que menores que as observadas na fundição de aços, continuem sendo severas, de modo que, no que concerne a distribuição granulométrica, forma e integridade dos grãos, valem pare os ferros fundidos as mesmas recomendações feitas no item (a).

No que diz respeito à refratariedade, pode-se admitir, no caso de fundição de ferros fundidos, areias um pouco menos puras: areias com mínimo de 95% de SiO2 são aceitáveis, desde que as impurezas não sejam constituídas essencialmente por álcalis (o uso de aditivos do tipo pó-de-carvão tem permitido a obtenção de bons acabamentos superficiais em ferros fundidos com areias-base ainda mais impuras).

A faixa de tamanhos médios de grão comumente adotadas nas fundições de ferros fundidos corresponde a módulos de finura entre 55 e 65. Na produção de peças pequenas é perfeitamente viável e utilização de areias bastante mais finas; essa prática, até por volta de 1960, foi bastante comum entre alguns fundidores de ferro fundido (e mesmo de aço) de São

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Paulo, que empregavam areias provenientes de São Vicente, Samaritá e Botucatu, com módulos de finura entre 90 e 100.

c) Areias-base para fundição de ligas de cobre (bronzes e latões)

As ligas de cobre de emprego mais comum são vazadas a temperaturas da ordem de 1100 a 1200°C mas, dependendo da composição e da fundibilidade, algumas podem exigir temperaturas de vazamento bem mais altas (aproximadamente1350°C), abrangendo portanto uma faixa bastante ampla.

Esse fato, por si só, já impediria a seleção de um tipo de areia-base para aplicação geral. A isso se soma, ainda, a diversidade de características de fundição das diferentes ligas de cobre, tornando necessária uma classificação, mesmo que sumária, dessas ligas.

Para fins de seleção de areia-base, podem se distinguir 3 tipos de ligas de cobre:

I. ligas que tendem a “molhar” o molde; esse grupo é constituído essencialmente pelas ligas cobre-estanho-chumbo-zinco (especialmente se contiverem fósforo) e as de alto chumbo; por exemplo, bronze 85-5-5-5, bronze M, bronze G, bronzes de alto chumbo.

II. ligas que não tendem a “molhar” o molde, por exibirem alta tensão superficial e que solidificam com formação de filme resistente. Exemplos: bronzes ao manganês, bronzes ao alumínio, bronzes de manganês-alumínio, bronzes de níquel-alumínio, bronzes ao silício.

III. ligas de alta temperatura de vazamento, como os cupro-níqueis e certas ligas contendo cobalto ou cromo; para fins de seleção de areia-base, pode-se incluir neste grupo certas ligas de níquel.

As ligas do grupo I, embora não sejam as de temperatura de vazamento mais elevada, são as que exigem do fundidor de ligas de cobre a maior atenção para a areia de moldagem. De fato, suas temperaturas de vazamento ainda são suficientemente altas para que ocorram sérios defeitos de expansão térmica e para que a evolução de gases e vapores seja rápida. Tomados de forma isolada, esses fatos indicariam a adoção de areias-base semelhantes às usadas para os ferros fundidos. Entretanto, a tendência a "molhar" o molde e, em certas ligas do grupo, a possibilidade de exsudação de eutético, exigem areias-base com menor tamanho médio de grão, de maneira a permitir a obtenção de bom acaba manto superficial.

Pode-se conseguir melhoria de acabamento superficial sem prejuízo para a permeabilidade com areias-base de menor tamanho médio de grão (módulo de finura mais alto) e distribuição granulométrica um pouco mais concentrada. Assim, a faixa de módulos de finura desejáveis para essas ligas pode ser colocada entre 65 e 90, recomendando-se, evidentemente, areias no limite inferior da faixa para peças grandes e no outro extremo para peças pequenas com distribuições granulométricas concentradas entre 3 e 4 peneiras consecutivas. Peças ornamentais ou peças muito pequenas em que o acabamento superficial é de primordial importância, podem utilizar areias ainda mais finas (módulos de finura 100 a 120).

Não se exige elevada pureza nessas areias: teores de sílica de aproximadamente 90% são perfeitamente aceitáveis.

Já as ligas do grupo II apresentam menores problemas, embora as temperaturas de vazamento possam ser um pouco mais altas que as do grupo I. De maneira geral, poder-se-ia estipular uma faixa de módulos de finura entre 60 e 70, podendo chegar e 90 para peças diminutas. As

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distribuições granulométricas podem ser semelhantes às usadas para ferros fundidos e aços e o grau de pureza da areia-base nos mesmos níveis usados para as ligas do grupo I.

No que diz respeito à seleção de areia-base, as ligas do grupo III podem ser assemelhadas aos ferros fundidos ou aos aços, de acordo com as temperaturas de vazamento adotadas em cada caso.

d) Areias-base para fundição de alumínio

As ligas de alumínio são provavelmente as que admitem a maior faixa de variação nas propriedades dos moldes. Isto se deve a vários fatores:

• suas temperaturas de vazamento raramente ultrapassam os 760°C;

• sua baixa densidade resulta em relações entre peso de metal e peso de areia bastante baixos, o que significa que a solicitação térmica imposta aos moldes é ainda mais baixa que a sugerida pela temperatura de vazamento;

• a quantidade de calor transmitida aos moldes apenas por radiação é tão pequena que pode ser desprezada para efeitos de ocorrência de defeitos devidos à expansão térmica, ficando a possibilidade de ocorrência desses defeitos restrita aos locais em que o fluxo de metal proveniente dos canais de ataque percorre a meia-caixa inferior (os defeitos de expansão mais severos são, geralmente, os rabos-de-rato na parte de baixo da peça).

Vê-se, portanto, que os moldes para fundição de ligas de alumínio não requerem areias-base puras, podem exibir baixas permeabilidades e não são particularmente exigidos quanto à estabilidade térmica dimensional. Aliás, as baixas tensões superficiais dessas ligas exigem moldes com poros de pequenas dimensões para que não ocorram problemas de rugosidade superficial excessiva nas peças fundidas.

Todos esses fatores se somam apontando as areias finas, com módulos de finura numa faixa ampla de 70 a 150. A distribuição granulométrica não é um fator particularmente importante, mas as distribuições espalhadas tendem a comunicar melhor acabamento superficial às peças, enquanto que distribuições concentradas permitem alcançar maiores permeabilidades, desejáveis quando for preciso reproduzir detalhes finos.

É permissível a utilização de grãos angulares, principalmente nos casos em que a pressão de compactação dos moldes for moderada.

As areias de sílica, mesmo que impuras são quimicamente inertes em relação à maioria das ligas de alumínio fundidas, excetuando-se apenas as ligas com teores de magnésio superiores a cerca de 8%. Mas mesmo estas últimas podem ser fundidas em moldes à base de sílica, desde que sejam empregados inibidores de reação (0,5% a 0,8% de enxofre e 0,25% a 2% de ácido bórico ou 2% a 5% de ácido bórico apenas, conforme o porte da peça fundida).

e) Areias-base para fundição de ligas de magnésio

Não fosse por sua extrema reatividade com a sílica, com o oxigênio e com o vapor d'água, as areias-base para magnésio poderiam ser semelhantes às utilizadas para alumínio. Com a necessidade de se introduzir inibidores de reação, como o enxofre e o ácido bórico, e devido à impossibilidade de contato prolongado do magnésio líquido com vapor d’água e ar, a permeabilidade dos moldes deve ser bastante superior à admissível para o caso do alumínio.

Assim, a faixa de módulos de finura recomendável é de aproximadamente 60 a 70, conforme

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o porte da peça. Distribuição granulométrica espalhada em 3 ou 4 peneiras é recomendável, mas não essencial. A forma do grão deverá ser sub-angular ou arredondada, de modo que a superfície total dos grãos, fixados o módulo e a distribuição granulométrica, seja a menor possível. Com isso evita-se excesso de aglomerante e de umidade que o acompanha.

4.5 - Observações finais É muito importante que se mantenha em mente o caráter apenas orientativo dos números mencionados nos itens anteriores. O essencial é que se compreendam os efeitos básicos da areia-base e de suas características no comportamento dos moldes, de maneira a poder proceder as alterações necessárias criteriosamente.

É possível que vários dos tipos de areia-base recomendados nos itens precedentes não possam ser encontrados no mercado. A respeito disso é bom que se mencione a possibilidade de compor uma areia-base com as características geométricas desejadas através da combinação de duas ou mais areias disponíveis no mercado. Houve um tempo em que esse procedimento era inviável, devido ao limitado número de tipos ofertados e a combinação de dois tipos de areia-base inteiramente diversas no que respeita ao tamanho médio de grão poderia resultar numa distribuição granulométrica inconveniente, Distribuições granulométricas do tipo "dorso de camelo", com dois picos de concentração bastante separados, realmente podem resultar em densidades de empilhamento elevadas, que trazem consigo expansões térmicas excessivas do molde.

Hoje já se dispõe de uma certa diversidade de tipos de areias-base ofertados pelos mineradores, o que torna viável, em muitos casos, a prática de combinar tipos diferentes. E tudo o que se necessita é a aplicação de um pouco de álgebra elementar para que se possa calcular as distribuições resultantes da combinação de duas areias-base em diversas proporções.

E, por fim, um comentário sobre o problema dos “finos”. O primeiro problema está na fixação do conceito: o que são “finos”? Costuma-se definir como “finos” todas as partículas de areia que passem pela peneira de 140 malhas. Antes de se verificar a propriedade dessa definição, é conveniente estender um pouco as considerações feitas em §4.2. O raciocínio ali empregado é valido para grãos isentos de filme aglomerante ou de água e tem validade, para areias úmidas ou aglomeradas, apenas até um certo limite mínimo de tamanho de grão. Em areias úmidas ou aglomeradas, as partículas menores que uma certa dimensão não irão ocupar os interstícios dos grãos maiores, mas ficarão aderidas a eles; em decorrência disso, os grãos “grandes”, terão suas dimensões aparentemente acrescidas. No que diz respeito a areias de moldagem, a definição correta de “finos” seria, portanto, a seguinte:

“FINOS são as partículas de dimensões pequenas demais para que se comportem como partículas individuais, ficando aderidas aos grãos maiores quando a areia é umedecida e/ou aglomerada”.

Esse fenômeno de adesão das partículas pequenas aos grãos maiores não depende apenas do tamanho da partícula dita “pequena” ou “fina”, mas também de vários outros fatores, entre os quais, o tamanho médio dos grãos e a espessura do filme de aglomerante. De fato, não haveria sentido, por exemplo, em se considerar como “finos” todo o material abaixo da peneira 140 numa areia cuja maior concentração estivesse na peneira 100. Além disso, com idênticos teores de argila e de umidade, a espessura média do filme ligante numa areia de módulo 100 seria aproximadamente a metade da espessura observada numa areia de módulo 50. A possibilidade de que grãos diminutos fiquem presos ou ocluídos no filme ligante de grãos maiores e muito maior na areia grossa do que na fina. Assim, aquilo que é considerado

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como “finos”, na areia-módulo 50, pode não o ser na areia módulo 100.

A conclusão importante a que se chega é a seguinte: os finos em excesso são prejudiciais à areia de moldagem menos pelos seus efeitos diretos sobre a permeabilidade e a expansibilidade térmica e mais pelo fato de provocarem um aumento na superfície específica e, conseqüentemente, na demanda de aglomerantes e de água para umedece-los.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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5. ARGILAS

As argilas, juntamente com a areia-base e a água constituem-se num dos três componentes básicos das areias de moldagem. Quando umedecidas, elas conferem às areias as propriedades coesivas necessárias à moldagem.

Em vista das variações de características aglomerantes observadas nos diversos tipos de argila e da importância do papel exercido pela argila na areia de moldagem, um estudo, ainda que sumário, dos tipos disponíveis para uso em fundição e não apenas justificado, mas altamente necessário.

5.1 - Definições e conceitos gerais

A Norma P-TS-4 da ABNT (1961) definia argila como “uma rocha, geralmente plástica, constituída essencialmente por silicatos de alumínio hidratados, denominados minerais de argila ou argilominerais, que pode conter sílica livre e outras impurezas”.

Outras definições concordam basicamente com essa. Algumas ressaltam o ponto de que uma argila pode ser constituída por um único argilomineral, mas normalmente contém diversos; outras, como a de Grim, evidenciam a característica lamelar da estrutura cristalina das argilas, chamando a atenção para a provável ligação entre a plasticidade das argilas e a forma lamelar de suas partículas.

As impurezas encontradas nas argilas variam em teor e espécie, segundo o tipo de argila e depósito, dependendo principalmente da gênese do depósito em questão e de sua localização e proximidade de fontes de impurezas. A principal impureza encontrada nas argilas é a sílica, que ocorre na forma de partículas de dimensões comparáveis às da própria argila. Outras impurezas comuns são os feldspatos, gipso, pirita, magnetita etc. Algumas argilas mostram contaminações de matéria orgânica proveniente de depósitos carbonáceos a elas superpostos.

As argilas são, geralmente, agrupadas para fins de classificação, segundo os argilominerais que predominam em sua constituição. Apenas dois (ou possivelmente três) dos diversos grupos existentes nas classificações mais completas apresentam interesse para uso como aglomerantes em areias de moldagem:

• o grupo da caulinita, caracterizado por apresentar predominância de argilominerais cuja estrutura cristalina é constituída caracteriza-se pela existência de “camadas” constituídas pela alternância de uma “folha” tetraédrica de átomos de silício e oxigênio e de uma “folha” octaédrica de átomos de alumínio e hidroxilas, por isso designadas camadas 1:1.

• o grupo da ilita, que apresentam estrutura cristalina em que as camadas são constituídas por três folhas, sendo uma central dioctaédrica ou trioctaédrica de alumínio e hidroxilas ligada a duas folhas tetraédricas de silício e oxigênio, tendo entre as camadas cátions potássio adsorvidos.

• o grupo da montmorilonita, que como o grupo da ilita, reúne argilominerais com camadas 2:1, constituídas de 3 folhas, diferenciando-se daquele principalmente pelos tipos e hidratação dos cátions adsorvidos entre camadas; as argilas deste grupo são também denominadas esmectitas.

As considerações que seguem referem-se aos dois grupos mais importantes para uso em fundição: o grupo da caulinita e o grupo da montmorilonita.

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5.2 - Estrutura da caulinita

Como foi mencionado no parágrafo anterior, as caulinitas apresentam, em sua estrutura, igual número de folhas tetraédricas (silício-oxigênio) e octaédricas (alumínio-hidroxilas), comumente designadas “folha de sílica” e “folha de gibbsita”, respectivamente. Diz-se, por isso, que a caulinita é um argilomineral com camadas 1:1 (de 2 folhas).

Na folha de sílica, cada átomo de silício está ligado a quatro átomos de oxigênio, dos quais, 3 são repartidos com os tetraedros vizinhos, resultando na configuração hexagonal característica dessa folha. Um átomo de oxigênio em cada tetraedro continua apresentando uma valência insatisfeita.

Na folha de gibbsita, cada átomo de alumínio é circundado por 6 hidroxilas (OH-), formando os octaedros característicos dessa folha. Na realidade, o tipo de ligação é tal que cada OH- recebe meia valência de cada 2 Al+++ adjacentes, de modo que as cargas dessa folha são equilibradas. A disposição dos átomos e seu espaçamento resultam numa configuração hexagonal semelhante à da folha de sílica, o que permite a justaposição das mesmas formando uma camada 1:1. As ligações entre elas decorrem da eliminação de dois terços das hidroxilas da interface da folha de gibbsita e de sua substituição pelas valências insatisfeitas da folha de sílica.

Figura 5.1 – Estrutura da caulinita 3.

O resultado é uma estrutura cristalina definida e equilibrada em que se tem igual número não só de folhas de sílica e gibbsita alternadas, como também de átomos de silício e de alumínio. A fórmula química que a representa é A14Si4O10 (OH)8 ou A12O3.2SiO2 .2H2O.

Essa estrutura cristalina reflete-se na morfologia das partículas de caulinita, as quais se apresentam na forma de lamelas com contornos hexagonais tendo espessura em geral bem menor que as outras duas dimensões, conforme o exemplo da figura 5.2.

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A caulinita não apresenta, portanto, cargas insatisfeitas entre camadas, podendo apresentá-las apenas nas bordas de partículas fraturadas e nas superfícies externas, onde se torna possível a fixação de moléculas de água ou certos cátions.

5.3 - Estrutura da montmorilonita Na montmorilonita (assim como na ilita) a unidade estrutural consiste, em essência, de uma folha de gibbsita entre duas folhas de sílica, pertencendo, portanto, à família dos argilominerais com camadas 2:1 de 3 folhas.

Figura 5.2 – Caulim, réplica de carbono; 20.000× 3.

As ligações entre as folhas se processam de maneira análoga à que ocorre na caulinita. Nas argilas desse grupo, entretanto, o alumínio (Al+++) foi parcialmente substituído por magnésio (Mg++). Dessa maneira, a estrutura (que de outra forma estaria totalmente balanceada em termos de cargas) apresenta uma deficiência de cargas positivas (ou excesso de cargas negativas), que são satisfeitas por cátions sódio (Na+), cálcio (Ca++) ou outros, em geral hidratados, os quais ficam posicionados entre as unidades estruturais de tal modo que permitem alguma movimentação relativa das camadas contíguas.

Embora também seja um argilomineral com camadas 2:1 de 3 folhas, a ilita se caracteriza por ter apenas potássio (K+) como cátion adsorvido entre folhas.

Portanto, as partículas de argila montmorilonítica poderiam ser comparadas a um maço de cartas de baralho, onde cada carta representa uma camada constituída pelas três folhas descritas.

A figura 5.3 compara, de maneira esquemática, as estruturas dos argilominerais descritos acima.

A presença dos cátions adsorvidos na superfície de cada camada unitária da montmorilonita é muito importante, pois determina grandes diferenças de propriedades entre esse tipo de argila e a caulinita. Não se tem certeza de qual seja o exato mecanismo que determina essas diferenças, mas supõe-se que devido às pequenas dimensões dos espaçamentos interatômicos da folha de sílica, a maioria dos cátions adsorvidos não encontra aí nenhum recesso onde se alojar, sendo obrigados a se posicionar externamente à face da lamela unitária. Isto impõe um certo espaçamento mínimo entre lamelas adjacentes que depende do raio iônico do cátion adsorvido.

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Esse espaçamento inicial e a ausência de ligações fortes entre lamelas contíguas permitem a introdução de moléculas de água que vão formando camadas monomoleculares rigidamente ligadas à superfície das folhas de sílica. As montmorilonita são capazes de adsorver de forma rígida entre as lamelas, até três camadas monomoleculares de água, alinha das de forma bastante perfeita.

A cada camada monomolecular adsorvida, o espaçamento entre lamelas aumenta e, inversamente, o espaçamento diminui a cada camada removida (por aquecimento, por exemplo).

As montmorilonitas ocorrem naturalmente com algum tipo de cátion adsorvido. As mais famosas são aquelas encontradas entre os estados de Wyoming e South Dakota, nos Estados Unidos, que são as mais importantes e conhecidas ocorrências naturais de montmorilonitas sódicas (o cátion adsorvido é o sódio). Essas montmorilonitas, também chamadas de “bentonitas” foram formadas em decorrência da alteração de cinzas vulcânicas e os cátions Na+ foram fornecidos por mares salgados que em épocas remotas cobriram a região.

Igualmente de origem vulcânica são as montmorilonitas do Mississipi e do Alabama (E.U.A.). Nestas, porém, a presença cálcio de origem fóssil, determinou a adsorção preferencial de cátions Ca++, dando como resultado montmorilonitas (ou bentonitas) cálcicas.

Em outras partes do mundo e em diferentes condições formaram-se depósitos semelhantes. Mas, como as propriedades das montmorilonitas decorrem, em última análise, da introdução de “defeitos” no reticulado cristalino no inicio de sua formação geológica e, posteriormente, da adsorção de cátions de diversos tipos conforme disponibilidade local, deve-se esperar diferenças de propriedades entre montmorilonitas provenientes de diversos depósitos, embora todas elas sejam constituídas essencialmente pelo mesmo argilomineral.

5.4 - Capacidade de troca de cátions

Em § 5.2 e § 5.3 mencionou-se a possibilidade que têm os argilominerais de fixar cátions sobre camadas de sílica ou nas bordas de partículas fraturadas. Esses cátions podem, em geral, ser substituídos por outros. Na realidade, para se determinar a quantidade de cátions adsorvidos pela argila, o método normalmente usado é o de substitui-los por outros que nunca sejam encontrados nas argilas naturais. Pode-se, por exemplo, lixiviar a argila com uma solução aquosa de benzil-trimetil-cloreto de amônio ou com soluções de acetato de amônio. Os cátions deslocados (Ca++, Na+ e K+) podem ser quantitativamente determinados por fotometria de chama. O magnésio pode ser

Figura 5.3 – Estrutura esquemática de alguns dos principais argilominerais3.

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determinado por diferença entre a dureza total (Ca++ mais Mg++) e o Ca++ obtido por fotometria.

Assim, a capacidade de troca de cátions exprime na realidade, a quantidade de cátions adsorvidos nas superfícies dos argilominerais. A unidade de medida empregada é miliequivalentes por l00g de argila ou substancia argilosa (meq/l00g). O equivalente químico de íons mono-atômicos é definido como o átomo grama dividido pela valência.

Na prática, é possível deslocar um cátion originalmente adsorvido numa argila por outro, embora se tenha razões para crer que essa substituição não deva ser sempre possível ou reversível. Alguns pesquisadores afirmam que cátions de maior valência possam deslocar ou substituir cátions de menor valência, mas não o contrário. O mais provável, no entanto, é que o mecanismo de substituição envolva uma reação química de dupla troca, por exemplo

++++ +↔+ bentsolsolbent NaCaNaCa 22 2.

2

cuja constante de equilíbrio é dada por

2

2

)()(

)()(

2

2

++

++

⋅

⋅=

solbent

bentsol

NaCa

NaCa

aa

aaK

De qualquer modo, através da “ativação” de montmorilonitas cálcicas com carbonato de sódio não se consegue atingir exatamente as mesmas propriedades observadas nas bentonitas sódicas naturais, seja por atingir um equilíbrio químico, seja por outra razão. Como resultado de uma ativação obtém-se um material com propriedades intermediárias entre a bentonita ativa e a não ativada.

5.5 - A influência dos cátions adsorvidos

As influências dos cátions Ca++ e Na+ nas propriedades das montmorilonitas são bastante conhecidas dos fundidores e extensivamente comentadas na literatura técnica, embora a explicação das causas para tais diferenças ainda seja assunto para discussão. As caulinitas, por outro lado, apresentam uma capacidade de troca de cátions muito pequena, quando comparada com as normalmente observadas para as montmorilonitas, não se tendo detectado correlações importantes entre a capacidade de troca de cátions ou o tipo de cátion adsorvido e as propriedades, a não ser nos casos de exemplares em que teores ponderáveis de outros argilominerais (como montmorilonita, por exemplo) estejam presentes no depósito.

A presença de cátions Ca++ ou Na+ nos depósitos de montmorilonitas naturais, resultam, como já foi visto em § 5.3, num espaçamento das lamelas unitárias que facilita a introdução de camadas monomoleculares de água. As moléculas polares de água são atraídas fortemente para a superfície da camada de sílica pelas cargas negativa existentes em decorrência da substituição de alumínio por magnésio e eventualmente ferro, e de silício por alumínio. Como os pólos negativos das moléculas de água de cada camada adsorvida permanecem voltados para o exterior, a face externa da cada camada continua sendo negativa, de modo que outra camada monomolecular de água pode ali se fixar e assim por diante.

Os cátions Na+ e Ca++ diferem entre si quanto ao raio iônico e à valência, o que leva a diferenças importantes de comportamento entre montmorilonitas sódicas e cálcicas. O espaçamento entre lamelas contíguas numa montmorilonita sódica isenta de água adsorvida é menor do que numa montmorilonita cálcica em igual condição. A explicação que costuma ser dada para isso é que, sendo monovalentes, cada um dos cátions Na+ tem possibilidade de ligar-se apenas a uma carga negativa resultante do excesso gerado pela substituição de Al por

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Mg na camada de gibbsita, enquanto que cada cátion cálcio Ca++ pode neutralizar duas dessas cargas, diminuindo, dessa forma, as forças de repulsão entre lamelas contíguas. Por essa razão, as partículas de montmorilonita sódica apresentariam em alto grau a capacidade de se expandirem e se contraírem (“inchamento”) conforme as moléculas de água são adsorvidas entre as lamelas unitárias ou dessorvidas, enquanto que as cálcicas não “incham” ou o fazem em grau muito reduzido.

Dessa forma, o umedecimento das montmorilonitas sódicas exige mais tempo e energia devido ao pequeno espaçamento interlamelar inicial; mas uma vez conseguido, obtém-se uma expansão das partículas de argila (inchamento) à medida que a quantidade de água adsorvida aumenta. Quando essa água é expulsa, por aquecimento, as lamelas se reaproximam e as partículas se contraem. Esta propriedade só será perdida se os cátions sódio estabelecerem ligações firmes que evitem a separação das lamelas unitárias e, portanto, a reabsorção de água nas superfícies entre lamelas. Isto acontece apenas a temperaturas próximas dos 620°C.

Os cátions Ca++, divalentes e de maior diâmetro atômico que o Na+, estabelecem no espaçamento entre lamelas unitárias contíguas uma distância mínima suficiente para a acomodação de duas camadas monomoleculares de água; em decorrência disso, o umedecimento de uma montmorilonita cálcica seca exige menor tempo e energia do que os que se observam para uma montmorilonita sódica. Por outro lado, os íons Ca++ estabelecem ligações mais fortes que os íons Na+, tendo possibilidade inclusive de ligar-se simultaneamente a duas lamelas contíguas e restringindo, dessa forma, a sua movimentação relativa. Por essa razão, as partículas de montmorilonita cálcica expandem-se muito pouco ao absorverem água, como também pouco contraem à medida que perdem água. A temperaturas superiores a cerca de 320°C, os cátions Ca++ começam a estabelecer ligações químicas ainda mais rígidas (fixação térmica do Ca++).

A massa argilosa torna-se frágil antes de 600°C.

As considerações acima servem para explicar algumas das diferenças importantes, observadas na prática de fundição, entre montmorilonitas (ou bentonitas) sódicas e cálcicas, como:

• a maior facilidade de desenvolvimento de resistência a verde das bentonitas cálcicas;

• a maior facilidade ou rapidez de secagem de areias de moldagem ou moldes aglomerados com bentonita cálcica;

• a maior plasticidade a quente das bentonitas sódicas;

• o maior inchamento e contração das bentonitas sódicas, respectivamente por adsorção e dessorção de água, resultando em maior capacidade de acomodação da expansão térmica dos grãos de areia-base;

• a maior resistência a seco das bentonitas sódicas;

• a maior durabilidade das bentonitas sódicas, decorrente da temperatura mais alta necessária para a fixação térmica do Na

As montmorilonitas brasileiras não têm, em geral, a mesma gênese das americanas ou das argentinas (exceção feita a alguns depósitos de pequena importância comercial, as montmorilonitas brasileiras não poderiam, a rigor, ser denominadas “bentonitas”; entretanto, o nome bentonita tem sido usado pelos produtores e pelos fundidores para designar nossas montmorilonitas de modo que, apesar da impropriedade, essa designação será empregada doravante neste texto).

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Nas “bentonitas” brasileiras, que ocorrem em quantidades comerciais principalmente no Estado da Paraíba (ocorrências no Rio Grande do Norte, em Minas Gerais, em São Paulo e outros estados não se têm revelado comercialmente aproveitáveis), predominam o Ca++ e possivelmente H3O+ como cátions trocáveis. Embora as análises químicas revelem teores relativamente elevados de potássio (determinado como K2O), esse elemento pode estar presente como impureza, na forma de feldspato.

Alguns exemplares apresentam, na forma natural comportamento típico de bentonita cálcica. Várias bentonitas brasileiras são comercializadas no estado “ativado” ou como bentonitas sódicas. Nessa forma, elas são capazes de conferir às areias de moldagem propriedades a verde e a seco que se aproximam das conseguidas com bentonitas sódicas naturais. Algumas variedades selecionadas provenientes da Paraíba e do Rio Grande do Norte, chegam a superar os níveis de resistência a verde e a seco obtidos em ensaios paralelos com bentonitas do Wyoming (U.S.A.).

Em termos de durabilidade, no entanto, os comportamentos são bem distintos, observando-se início de calcinação na faixa aproximada de 450 a 500°C (contra 300-350°C para as bentonitas cálcicas e cerca de 600°C para as bentonitas sódicas naturais).

5.6 - Identificação de argilas As partículas individuais de argila são pequenas demais para que possam ser vistas mesmo com o auxílio de potentes microscópios ópticos. As partículas de montmorilonita são difíceis de observar mesmo ao microscópio eletrônico. Por essa razão, até cerca de 50 anos atrás, tudo o que se conhecia a respeito de minerais de argila era pouco mais que meras especulações baseadas em análises químicas. As idéias básicas que hoje predominam a respeito da estrutura das argilas foram introduzidas em 1929 por Pauling, que usou o método da difração de raios-X para estudar o arranjo dos átomos na estrutura das argilas.

Os trabalhos de Grim e colaboradores, a partir de 1936, enfocaram de modo especial o comportamento das argilas como constituintes de massas cerâmicas, mas também como aglomerantes em areias de fundição.

As investigações que se seguiram mostraram que as argilas são constituídas de partículas lamelares com espessura muito menor que a largura e o comprimento e com estruturas cristalinas conforme descritas em §5.2 e §5.3. Atualmente, para identificação das argilas empregam-se, além das análises químicas, dos métodos de difração de raios-X e de métodos para determinação quantitativa dos cátions trocáveis e da capacidade de troca total, ensaios reológicos de barbotinas (suspensões de argila em água), ensaios empíricos (como o “limite líquido” ou “limite de liquidez”, por exemplo), análise térmica diferencial, análise termogravimétrica e o ensaio do azul de metileno, entre outros.

Algumas características usadas para distinguir entre diversos argilominerais são mencionadas a seguir.

a) Distância interplanar basal

Essa expressão é usada para denominar a distancia entre planos basais equivalentes ou correspondentes de duas lamelas unitárias contíguas, medida por difração de raios-X.

Essa distância é de 7,2Å (1Å = 10-8 cm) para a caulinita, de 10,0Å para as micas hidratadas (ilitas) e de 14,0 a 15,0Å para as montmorilonitas hidratadas (*) (10,0Å para as montmorilonitas anidras, podendo chegar a 18,0Å). (*) Neste caso, os termos “anidra” ou “hidratada” referem-se aos cátions intercalados entre lamelas unitárias.

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b) Capacidade de troca de cátions

A capacidade de troca de cátions dos argilominerais do grupo da caulinita fica compreendida na faixa de 1 a 10 meq/l00g. Já para as micas hidratadas esse valor sobe a cerca de 30 meq/l00g.

No grupo das montmorilonitas, são comuns valores de 65 a 80 meq/l00g, podendo chegar a 100 ou mais, através de substituição de cátions.

Para o controle rotineiro nas fundições, o chamado “teste do azul de metileno”, por sua simplicidade de execução e relativa precisão, tem se revelado bastante útil como ferramenta para verificação de constância de qualidade das argilas.

c) Análise térmica diferencial

Quando aquecidas, as argilas passam por transformações químicas e estruturais que se dão com adsorção ou liberação de energia térmica (transformações endotérmicas e exotérmicas). A ocorrência ou não de determinadas reações, as temperaturas em que elas se dão e, às vezes, a quantidade relativa de energia consumida ou liberada são fatores que servem para caracterizar determinados argilominerais ou processamentos pelos quais eles tenham passado.

A análise térmica diferencial permite detectar a ocorrência dessas reações. O procedimento usado é o de aquecer conjuntamente, lenta e uniformemente, uma amostra do material a ser ensaiado e um material “inerte” (que na faixa de temperaturas a ser estudada não apresente qualquer alteração). Posicionam-se dois pares termoelétricos, um para cada amostra, ligados entre si e a um registrador gráfico de tal maneira que o registro obtido corresponda às diferenças (positivas ou negativas) de temperaturas entre a amostra em ensaio e o material inerte.

Fig. 5.4 - Alguns exemplos de termogramas de argilas, comcomentários para interpretação das curvas.

A figura 5.4 mostra alguns exemplos de termogramas de argilas. O exame e a interpretação de curvas desse tipo permitem deduzir, por exemplo, que:

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• a estrutura da montmorilonita desaparece entre 850 e 900°C, formando-se mulita e cristobalita ou, nas bentonitas cálcicas, cordierita;

• nas montmorilonitas ricas em ferro e na presença de magnésio, o desenvolvimento de uma fase cristalina como a mulita fica inibido;

• a cristobalita forma-se na presença de Ca, mas o Na e o K evitam sua formação; isto significa que o Ca promove a formação de uma fase cristalina frágil a altas temperaturas, enquanto que o Na+ e o K + facilitam a fusão e contribuem para a plasticidade a quente.

• uma argila caulinítica mostra alteração estrutural a 600°C (formação de mulita primária, pico endotérmico) e uma segunda mudança a 1000°C (formação de mulita secundária, pico exotérmico).

d) Termogravimetria

A termogravimetria, isto é, a detecção das variações de massa de uma amostra à medida que ela vai sendo aquecida lenta e uniformemente, também fornece indicações importantes a respeito das modificações que ocorrem pelo aquecimento. Estas modificações podem ser usadas para a caracterização de argilas.

Existem equipamentos bastante precisos capazes de registrar as perdas de peso da amostra à medida que ela vai sendo aquecida. Os custos de tais equipamentos fazem com que seu uso se limite a alguns laboratórios de pesquisa. Entretanto, para ensaios de recepção de materiais argilosos, é possível conduzir um ensaio aproximado, pesando-se a amostra fria após aquecimentos a diversos níveis crescentes de temperatura.

Ensaios desse tipo permitem determinar as faixas aproximadas de temperatura em que ocorrem as perdas de água adsorvida, de hidroxilas e, eventualmente, a decomposição de certos constituintes ou produtos incorporados à argila (matéria orgânica e carbonatos, por exemplo).

e) Testes com suspensões aquosas ou barbotinas

O grau de inchamento, observado quando se suspende em água argilas montmoriloníticas sódicas, naturais ou ativadas, ou então a viscosidade da lama ou barbotina resultante, são ensaios complementares de caracterização de argilas (particularmente de montmorilonitas).

Esses testes têm maior significação nas aplicações de bentonitas como agentes de suspensão ou lamas para perfuração de poços de petróleo, mas encontraram emprego na indústria de fundição como testes de recepção.

5.7 - As argilas no processo de fundição Quando usadas como aglomerantes em areias para moldagem, as argilas, juntamente com o restante da areia, sofrem repetidas solicitações térmicas tanto mais intensas quanto maior a temperatura de vazamento da liga e quanto maior a peça fundida.

Nos parágrafos anteriores, indicaram-se as temperaturas que as diversas argilas podem suportar sem perder suas características aglomerantes e deu-se uma idéia do comportamento a quente de algumas delas.

Devido ao fato de que as areias de moldagem são na maioria das fundições, reutilizadas um

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número indefinido de vezes, é inevitável que se tenha, na areia do sistema uma certa quantidade de argila termicamente alterada (inerte). Essa parcela de argila inerte não apenas não contribui para a aglomeração da areia (e, por isso, tem que ser compensada com adições de argila nova), como pode causar problemas sérios de defeitos nas peças fundidas.

A quantidade de argila que se torna inerte a cada ciclo de utilização da areia é, entre outros fatores, função da temperatura em que se dá a alteração térmica.

Algumas argilas são “destruídas” a temperaturas bastante baixas (por exemplo, as montmorilonitas que tem o H30+ como cátion trocável tornam-se inertes a temperaturas inferiores a 100°C), enquanto outras suportam temperaturas até cerca de 600°C (bentonitas sódicas naturais). Essas importantes diferenças não são mostradas pelos ensaios de resistência à compressão à temperatura ambiente efetuados como controle de rotina nas fundições.

Seria de todo desejável que os fornecedores de argilas para fundiç3es executassem ensaios a quente e de durabilidade desses materiais.

Para evitar maiores problemas associados a baixa durabilidade das argilas e a inadequado comportamento a quente, as próprias fundições podem conduzir ensaios de recepção que forneçam informações importantes a esse respeito.

Além dos ensaios físicos à temperatura ambiente, o teste do azul de metileno, embora simples e relativamente rápido, é extremamente útil por fornecer um índice da capacidade de troca de cátions da argila. Efetuando-se esse ensaio sobre amostras pré-aquecidas a determinadas temperaturas e depois esfriadas, é possível ter-se uma idéia bastante precisa da durabilidade de uma argila.

Para se ter uma informação mais completa sobre resistência e plasticidade a altas temperaturas, são necessários equipamentos de laboratório que, por seu elevado custo, estão além das possibilidades da maioria das fundições. Entretanto, alguns ensaios práticos de fundição de peças em condições padronizadas, podem suprir essa deficiência.

É essencial que se tenha em mente a importância da caracterização prévia da argila antes de colocá-la em uso.

Uma vez introduzida no sistema de areia, uma argila inadequada só pode ser eliminada pelo descarte de quantidades expressivas de areia e sua substituição por areia nova, o que por si só onera o custo das peças fundidas, sem contar os problemas de refugo de peças que ela causa.

A urgência de saldar os compromissos de produção é, muitas vezes, a razão alegada para justificar a introdução no sistema de areia de materiais cuja qualidade não foi verificada previamente. É bastante possível que os prejuízos incorridos num descuido desse tipo serão maiores que os que se teria se a fundição simplesmente parasse à espera da aprovação (ou reprovação) do material pelo laboratório.

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6. AREIA - ARGILA - ÁGUA: O TRINÔMO FUNDAMENTAL

Nos capítulos anteriores foram estudados dois dos componentes básicos das areias de moldagem: a areia-base e a argila. Viu-se também a importância da participação da água no comportamento das argilas, já que estas só começam a agir como aglomerantes depois de umedecidas.

A água é usada não apenas por ser um líquido abundante e barato, mas porque, além disso, apresenta características que a tornam insubstituível na composição do trio fundamental areia-argila-água.

6.1 - Algumas das características importantes da água Na molécula de água, um átomo de oxigênio liga-se a dois átomos de hidrogênio por meio de ligações covalentes (elétrons compartilhados). A disposição desses 5 átomos na molécula é tal que os 2 prótons dos átomos de hidrogênio são mantidos a um angulo de 105°, de modo que a distribuição de cargas é assimétrica resultando numa molécula polar.

As moléculas de água podem ligar-se umas às outras graças a dois tipos de ligações: as ligações de hidrogênio (fortes), resultantes da interação de prótons de hidrogênio e certos elétrons de átomos vizinhos e as forças de van der Waals (fracas) entre um núcleo de oxigênio e elétrons de um átomo de oxigênio vizinho.

Dependendo da temperatura (ou de forças eletroquímicas externas), as moléculas de água podem mover-se mais ou menos livremente (estado vapor e estado liquido) ou então ser mantidas imóveis como acontece no gelo. Neste caso as moléculas de H2O formam arranjos rigidamente ordenados.

A tensão superficial da água líquida é resultado da mutua atração de moléculas vizinhas.

Quando situadas nas proximidades de certas superfícies sólidas, forças de atração muito mais fortes podem entrar em jogo, fazendo com que as moléculas de água fiquem fortemente ligadas a átomos ou moléculas constituintes do sólido. O efeito macroscópico observado é o de a água molhar, espalhar-se e fixar-se nessas superfícies compatíveis. A propriedade de molhar certas superfícies e o fenômeno da capilaridade são, portanto, decorrentes dessas forças de atração.

A propriedade de molhar, resultante de ligações de hidrogênio entre as moléculas de água e os átomos de uma superfície sólida, e a tensão superficial decorrente de atração mútua entre moléculas de água, fornecem meios para que uma partícula sólida fique ligada a outra através da água.

Na superfície de um grão de quartzo (SiO2), por exemplo, os átomos de oxigênio apresentam elétrons cujas cargas (negativas) não são compensadas internamente, constituindo-se em sítios propícios à formação de fortes ligações com os prótons de hidrogênio de moléculas de água. Devido a seu caráter polar, as moléculas de água alinham-se rigidamente em camadas sucessivas sobre a partícula sólida, propagando, assim, a influência das cargas eletroquímicas insatisfeitas.

A rigor, portanto, o verdadeiro ligante num sistema areia-argila-água, é a água.

Então, qual a necessidade do emprego da argila em areias de moldagem?

A resposta a essa questão foi dada de modo implícito nos capítulos anteriores; algumas das razoes para o uso de argilas são as seguintes:

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• a soma das áreas de contato grão a grão numa areia isenta de argila seria pequena demais para que “pontes” de água apenas pudessem fornecer toda a força coesiva exigida de um material de moldagem; isso só seria possível com a utilização de grãos muito pequenos e distribuições granulométricas muito espalhadas, o que resultaria em permeabilidades intoleravelmente baixas. A presença da argila, com suas partículas diminutas e sua peculiar capacidade de interagir com a água,amplia enormemente as áreas de contato.

• as ligações de água são intensas enquanto rígidas. A plasticidade, que é de importância fundamental para os materiais de moldagem, só e conseguida graças à estrutura lamelar característica das argilas.

• na ausência de argila, o efeito ligante da água seria perdido rapidamente a temperaturas relativamente baixas; as argilas são capazes de reter água por mais tempo a temperaturas mais altas. Este fato, além de reduzir a velocidade de formação de vapor d'água, dá oportunidade para que as ligações de água (a verde) possam ser substituídas por outros tipos de ligações a altas temperaturas.

• na ausência de argila não se teria o fenômeno de retração por perda de água no aquecimento, que contrabalança a expansão dos grãos de areia e confere estabilidade térmica dimensional do molde.

Qualquer uma dessas razões, isoladamente, já justificaria o uso de argilas em areias de moldagem. Assim, embora o ligante realmente seja a água (ao menos à temperatura ambiente), a argila é que fornece as condições para que essa ação ligante seja aproveitável.

6.2 - Sistema areia-argila-água: conceitos básicos

Como se viu no capitulo anterior, existe uma diferença estrutural importantíssima entre as argilas montmoriloníticas e as demais argilas empregadas em fundição. As primeiras apresentam muito maior área para interação com a água que as demais. Em outras palavras, as montmorilonitas são muito mais eficientes que as demais argilas na tarefa de estender as forças de ligação da água com os sólidos. E não só isso: as propriedades de plasticidade necessárias podem ser alcançadas com menores quantidades de argilas montmoriloníticas que com outras argilas. As resultantes vantagens técnicas e econômicas fizeram com que, na grande maioria dos casos, fosse abandonado o uso das areias naturais e se passasse a utilizar areias sintéticas com argilas predominantemente montmoriloníticas.

Essa mudança radical não foi acompanhada de uma revisão nos conceitos básicos anteriormente usados no preparo e controle das areias naturais. Nestas, as argilas, que são do tipo caulinítico ou ilítico, são rapidamente umedecidas (só as superfícies externas e bordas quebradas das partículas é que fixam moléculas de água), de modo que com reduzida energia de mistura obtêm-se rendimentos próximos do máximo possível. Nessas condições, é possível ter-se uma fácil correlação entre dados obtidos em laboratório e o comportamento da areia.

A situação é totalmente outra quando a argila empregada é do tipo montmorilonítico. As energias de mistura necessárias para desenvolver ao máximo as propriedades aglomerantes na mistura são muito mais elevadas do que as normalmente usadas nas fundições ou mesmo nos laboratórios. Por não levarem em consideração (ou simplesmente desconhecerem) esse fato, os estudos básicos sobre sistemas areia-montmorilonita-água conduzidos até meados dos anos 60 não contribuíam para o completo entendimento dos fenômenos observados, porque se

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partia da hipótese falsa de que nas misturas novas areia-argila-água, preparadas em laboratório ou na fundição, a argila estivesse sendo aproveitada quase que integralmente.

Esse erro de ponto de vista só foi claramente evidenciado quando Wenninger demonstrou a possibilidade prática de se alcançar em misturas com 5% de bentonita, picos de resistência à compressão a verde acima de 40 psi (2,8 kgf /cm2), contra máximos conseguidos normalmente, mesmo em laboratório, da ordem de 20 a 25 psi (1,4 a 1,75 kgf/cm2).

Essas evidências permitiram que certos ensaios de laboratório, cujo único valor era o de servir como referências para um determinado sistema de areia numa dada fundição, pudessem ser interpretados de forma mais geral e que deles se extraíssem informações sobre a real composição da areia no sistema.

O aproveitamento praticamente total das potencialidades de bentonitas foi conseguido em laboratório através de operações reiteradas de mistura, totalizando tempos extremamente longos, com misturadores especialmente modificados.

Essas investigações, somadas a conhecimentos acumulados de longa data, permitiram que se chegasse a um entendimento mais completo dos fenômenos físicos que determinam o comportamento das areias de moldagem e forneceram meios para um controle mais preciso.

As bases para esse entendimento mais perfeito do comportamento do sistema básico areia-água-argila foram lançadas em 1945, com os trabalhos de Grim e Cuthbert, mas foi só por volta de 1960 que se começou a descobrir a importância daqueles resultados.

a) Densidade em função do teor de umidade

Um dos resultados mais importantes das investigações de Grim e Cuthbert foi a observação da ocorrência de um mínimo na curva da densidade do corpo de prova padrão da AFS em função do teor de umidade na mistura e a proposição da teoria das camadas rígidas de água para explicar esse fenômeno. A teoria proposta então, que em sua essência é aceita atualmente, era a de que as argilas (assim como outras superfícies sólidas) eram capazes de fixar um certo número de camadas monomoleculares de água, de modo rígido e ordenado; a água que estivesse presente em excesso a esse número de camadas estaria ligada de modo progressivamente menos rígido e ordenado. Dessa forma, os pontos de mínima densidade corresponderiam ao máximo número de camadas rígidas de moléculas de água que a argila fosse capaz de reter. A figura 6.1 explica de forma esquemática o fenômeno.

Essa teoria afirmava implicitamente que a plasticidade no sistema areia-argila-água dependia basicamente do grau de umedecimento da argila ou da relação argila/água, mas havia certas discrepâncias nos teores de umidade correspondentes às mínimas densidades, normalmente observados e isto fez com que a validade da teoria fosse posta em dúvida.

Quinze anos mais tarde, Vingas e Zrimsek começaram a levantar, de modo sistemático, as características de sistemas areia-bentonita-água, levando em conta o tempo de preparo da mistura. Seus dados mostravam que, com tempos de mistura prolongados, os pontos de mínima densidade de misturas contendo diferentes teores de bentonita correspondiam a relações argila/água praticamente iguais, concordando, assim, com a teoria de Grim e Cuthbert. E mais, com operações de mistura mais prolongadas, as bentonitas sódicas e cálcicas proporcionavam resistências a verde muito semelhantes.

A partir daí já era possível deduzir que estudos baseados em misturas feitas de modo inadequado tinham levado a conclusões e deduções falsas e confusas, pois uma variável importantíssima - a energia de mistura - tinha sido ignorada.

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Fig. 6.1 - Densidade da areia em função da umidade.

b) Mistura “completa” e propriedades

Deve-se a Wenninger e colaboradores a apresentação de provas definitivas da validade da teoria da “água rígida”, da equivalência das bentonitas sódicas e cálcicas no que diz respeito à resistência à compressão a verde e a proposição de um método de controle simples com respaldo na teoria.

Através da reiteração de ciclos de mistura em misturadores de laboratório aperfeiçoados, além de obter valores extremamente altos de resistência à compressão a verde, Wenninger constatou que a variação das propriedades a verde em função do teor de umidade que eram expressas por “curvas” que, na realidade, eram compostas de segmentos de reta. Para diferentes teores de bentonita nas misturas as “curvas” mudavam de direção em teores de umidade que correspondiam a valores de relação água/argila bem definidos e igualmente espaçados (v. figura 6.2). Somando essas observações às de outros pesquisadores, Wenninger deduziu que o ponto de máxima resistência à compressão a verde, observado para relação água/argila real (∗) de 0,30/1,00, correspondia à existência de duas camadas monomoleculares rígidas completas nas superfícies das lamelas de argila. A primeira mudança de direção da curva, coincidente com o ponto de mínima densidade, observado para relação água/argila real de 0,45/1,00, evidenciava a existência de 3 camadas completas. A existência de uma quarta camada foi observada, na

Figura 6.2 – Dados referentes a misturas feitas de forma reiterada; areias de três granulomerias,com 10% de bentonita sódica.

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(∗) O termo “argila real” não corresponde à quantidade de argila adicionada, mas deduz daquela as impurezas.

inflexão seguinte, para uma relação água/argila real de 0,60/1,00. Entretanto, essas importantes evidências experimentais ainda estavam longe de poderem ser aplicadas ao controle rotineiro de areias, já que uma variável importante, a relação água/argila, continuava indeterminada. De fato, numa areia de sistema, não se tem apenas os 3 constituintes básicos inalterados como nas misturas de laborat6rio: a presença de aditivos e seus produtos de decomposição e argila alterada pelo calor (que não têm função aglomerante), contribuem para a absorção de quantidades extras de água.

c) O ensaio de compactabilidade

Em 1969, Hofmann, Dietert e Graham publicaram os resultados relativos ao desenvolvimento do ensaio de compactabilidade. Extremamente simples, o ensaio consiste unicamente em se determinar o decréscimo porcentual do nível de areia peneirada no cilindro de 2 polegadas, quando submetida às 3 pancadas padronizadas ou a uma compressão com aproximadamente 10 kgf/cm2 (140 - 150 lbs/pol2).

Esse ensaio reproduz, essencialmente, a verificação feita pelos moldadores ao apertar a areia fofa na mão, para avaliar a sua trabalhabilidade, com a vantagem óbvia de padronizar o procedimento e dar resultados quantitativos.

Aplicado a várias fundições, o ensaio mostrou-se sensível a variações de umidade numa faixa próxima ou abaixo daquela considerada ideal pelo teste de aperto na mão. A “umidade ideal” dos moldadores de diversas fundições, em vários países, corresponde à compactabilidade de 45%.

O ensaio de compactabilidade revelou-se, portanto, de grande utilidade, sendo adotado rapidamente em inúmeras fundições, embora seja pouco sensível para umidades superiores à considerada ideal pelos moldadores.

Estudos posteriores vieram indicar que, para misturas “completas” preparadas em laboratório a compactabilidade é um bom indicador da relação água/argila: a mudança de direção acima mencionada, observada quando da formação da terceira camada completa de molécula de água (relação água/argila real de 0,45/1,00) corresponde a uma compactabilidade de 60% para qualquer teor de bentonita.

Para as misturas reais, em que a argila não chega a ser perfeitamente distribuída sobre os grãos de areia, a compactabilidade deixa de ser um espelho fiel da relação água/argila (∗∗), mas continua sendo o melhor indicador de que se dispõe. Fig. 6.3 – Correlação entre resistência à compressão,

compactabilidade, umidade e argila ativa e efetiva.

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(∗∗) De fato, a compactabilidade varia não linearmente com a umidade, enquanto que a relação água/argila, por

definição, é uma função linear do teor de umidade.

d) Possibilidades de utilização desses conceitos no controle rotineiro

Os princípios básicos acima descritos foram aplicados por Wenninger e Volkmar para a criação de um gráfico destinado ao controle de areias de moldagem, que é mostrado de modo qualitativo na figura 6.3. O gráfico é construído com os máximos valores de resistência a compressão a verde e compactabilidade (obtidos com misturas “completas”) para uma faixa ampla de relações água/argila. A linha de 60% de compactabilidade intercepta as linhas descendentes de resistência à compressão a verde nos pontos de mudança de direção (3 camadas completas de água) correspondentes às mínimas densidades, para vários teores de bentonita (Cumpre notar que, o gráfico precisa ser adaptado à qualidade da argila em uso na fundição que quiser adotá-lo e que, freqüentemente, o uso de aditivos também deve ser levado em conta).

A utilização desse gráfico como instrumento de controle, baseia-se na hipótese de que a argila, presente na mistura, e que foi transformada em filmes sobre os grãos nas posições potenciais de contato grão a grão, contribui efetivamente para a resistência à compressão a verde (argila efetiva), enquanto que o restante (argila latente) não contribui para a resistência, mas absorve água. Além disso, por deficiência no processo de mistura, o excesso de argila pode ser transformado em pelotas de finos e argila, que com sua estrutura esponjosa, contribuem ainda mais para a absorção de umidade.

Numa fundição em que a areia seja misturada o suficiente para minimizar a quantidade de pelotas de finos e argila, o gráfico pode ser usado para determinar a quantidade de argila disponível, pela intersecção da linha horizontal correspondente à resistência à compressão a verde, com a linha vertical correspondente à umidade.

Relacionando a resistência à compressão a verde com a compactabilidade, obtém-se o teor de argila efetiva, já que a primeira é encarada como indicativa do grau de dispersão da argila umedecida e a segunda do grau de equalização das relações água/argila nas partículas de argila.

Assim, por exemplo, se uma areia de sistema, razoavelmente bem misturada, apresentasse resistência à compressão a verde de 20 lbs/pol2 (1,4 kgf/cm2), compactabilidade 45% e umidade 3,3%, o gráfico indicaria a existência de pouco mais de 6,5% de argila disponível na mistura, contra cerca de 3,6% de argila que efetivamente contribui para as ligações.

É importante levar em conta, entretanto, que, em sistemas reais, a argila não é o único constituinte que absorve umidade; que argila não é o único constituinte com reflexos diretos na resistência à compressão a verde e que para diferentes qualidades de argilas a construção do gráfico será diferente, exigindo a determinação de fatores de correção.

e) Papel de alguns aditivos na aglomeração

As areias de fundição contêm, normalmente, outros componentes além dos 3 básicos, areia, argila e água. Para fins de verificação do papel desses constituintes extras (aditivos) na aglomeração do agregado, pode-se separá-los em duas classes: os aditivos que absorvem água e os que não absorvem água.

Os aditivos que não absorvem água, como pó de carvão e pó de sílica, têm efeitos diferentes, dependendo da perfeição atingida na dispersão dos constituintes da mistura. Em misturas mal preparadas, eles tendem a induzir a formação de pelotas de finos e argila que armazenam umidade excessiva e retiram parte da argila dos pontos de contato grão a grão: para um determinado valor de compactabilidade, a existência dessas pelotas provoca decréscimo de resistência à compressão e exige maiores teores de umidade. Com tempos de mistura mais

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prolongados e/ou maiores energias de mistura, os aditivos finos vão sendo incorporados aos filmes que envolvem os grãos de areia e aumentam a quantidade de ligantes na mistura (v. §6.1), além de poderem atuar como agentes que estendem a ação da argila, auxiliando sua dispersão.

Os aditivos que absorvem água, como derivados de cereais, celulose, pó de madeira, tendem a absorver a água “não rígida” das partículas de argila e, quase automaticamente, estabelecer relações argila/água nas partículas (assim como valores de compactabilidade) correspondentes à existência de 3 camadas moleculares de água nas lamelas de argila (água rígida). Os valores de resistência à compressão a verde, no entanto, não aumentam de acordo com essa suposição. Isso pode ser explicado pelo fato de que as partículas desses aditivos têm seu volume grandemente aumenta do pela absorção de água (essa é, aliás, uma das principais razões para o uso desses aditivos); com isso, as distâncias médias entre grãos de areia são aumentadas e o número de pontos de contato diminuídos, para uma dada energia de compactação. Evidentemente, a presença desses aditivos exige a presença de maior quantidade de umidade. A tendência à formação de pelotas de finos e argila em decorrência de processo imperfeito de mistura é sensivelmente aumentada -na presença de aditivos que absorvem água.

Os efeitos desses aditivos no comportamento do molde serão discutidos mais adiante.

6.3 - Plasticidade e resiliência a) Conceito de plasticidade e sua avaliação

A capacidade de sofrer deformações plásticas - plasticidade - é, sem dúvida, a propriedade que mais caracteriza a aptidão à moldagem mostrada pelas areias aglomera das com argila.

Nos parágrafos anteriores ficou implícito que a plasticidade depende essencialmente da quantidade de água fixada à argila, isto é, do número de camadas de água adsorvidas nas lamelas.

A primeira camada de água fixa-se de modo excessivamente rígido para permitir uma ligação eficiente entre partículas de argila e destas com os grãos de areia. As ligações se tornam estáveis com a formação de um segunda camada de água, quando se obtém a máxima resistência à compressão (que é uma medida da consistência). À medida que terceiras camadas vão se formando nas superfícies das lamelas de argila, as distâncias entre partículas vão aumentando, a intensidade das ligações vai diminuindo e há um acréscimo da mobilidade relativa das partículas sólidas. Evidentemente, essa mobilidade é aumentada ainda mais quando a quantidade de água excede a necessária para a formação das terceiras camadas.

A plasticidade da areia de moldagem compactada reflete o grau de mobilidade que os grãos podem ter sob a ação de esforços externos, sem ocorrência de ruptura.

Vários ensaios tecnológicos têm sido propostos para se avaliar a plasticidade. O mais antigo destes é provavelmente o ensaio de deformação, que consiste em se medir a deformação total sofrida pelo corpo de prova padrão AFS durante o ensaio de resistência à compressão a verde.

Embora o ensaio de deformação, tal como indicado acima, tenha sido aplicado no passado de forma generalizada, poucas são as informações que dele podem ser extraídas. Os resultados eram, em geral, avaliados em conjunto com os de resistência à compressão a verde, usando-se o produto dos dois valores para definir a característica de “resiliência” (“toughness”) (v. §3.1).

Em substituição a esse ensaio, vários outros têm sido propostos, entre os quais:

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• o “shatter test” (ensaio de fragmentação), em que a porcentagem em peso dos fragmentos maiores que 1/2 polegada, de um corpo de prova deixado cair de altura de 6 pés (aproximadamente l,80m), é denominada “shatter index” (índice de fragmentação); este ensaio é muito usado na Inglaterra.

• o “jolt toughness test” (ensaio de resiliência por impactos repetidos), em que se emprega uma sucessão de impactos pequenos para romper um corpo de prova: o número de impactos até a ruptura é usado como medida da resiliência.

• o ensaio de fluência sob carga constante, em que se determina a deformação em função do tempo.

Nos anos 70, as curvas tensão-deformação, cuja potencialidade para fins de controle já havia sido explorada de modo restrito por Davies (1950) e Dietert (1954), têm sido objeto de estudos mais minuciosos.

Boenisch estudou o andamento de curvas tensão-deformação levantadas em ensaios onde a velocidade de deformação era constante. Obtendo curvas do tipo mostrado na figura 6.4, aquele pesquisador propõe a utilização de um “índice de deformabilidade” (vide definição na figura 6.4) como parâmetro de controle. Na figura 6.5 alguns dos resultados obtidos por Boenisch são comparados com valores de compactabilidade e relacionados à prova do “aperto na mão”. Boenisch sugere que o “índice de deformabilidade” reproduz, melhor que a compactabilidade, o teste prático dos moldadores. Interessante de se notar na figura 6.4 é que o teste manual indica uma relação água/argila bem definida.

Com maior ou menor definição, os ensaios de compactabilidade e de deformabilidade também para uma determinada faixa de teores de umidade na mistura, mas tornam-se imprecisos e insensíveis quando a umidade se aproxima ou ultrapassa a quantidade necessária à formação das terceiras camadas completas de água rígida nas lamelas de argila.

Estudando o andamento de curvas tensão-deformação, levantadas em equipamento de ensaio de areias convencional, Mariotto e Goulart obtiveram correlações lineares entre a máxima tangente à curva e a relação água/argila (v.figuras 6.6 e 6.7).

A tangente máxima, designada “módulo de deformabilidade”, D, e a relação água/argila r,

Fig. 6.4 – Definição do “índice dedeformabilidade” (Boenisch). Curvatensão-deformação obtida em máquinade ensaio que impõe velocidade dedeformação constante.

Fig. 6.5 – O “índice de deformabilidade” indicamelhor que a compactabilidade o ponto detrabalhabilidade ideal dos moldadores.

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apresentaram, em misturas de laboratório, uma correlação do tipo

D = 3,357 - 4,275 r (coeficiente de correlação = -0,918)

para uma faixa de relações água/argila entre 0,3 e 0,6, bastante ampla, portanto.

A julgar pela literatura técnica disponível, o “módulo de deformabilidade” (não confundir com o “índice de deformabilidade”) é a única característica dos sistemas areia-argila-água que se correlaciona linearmente com a relação água/argila e, portanto, capaz de refletir de modo simples e rigoroso o grau de umidificação da argila e sua plasticidade.

Fig. 6.7 – Correlação entre “módulo dedeformabilidade, D (expresso em daN/cm2) e arelação água aglomerantes, r, para vários teores deargila, na presença ou não de amido ou argila inerte.

Fig. 6.6 – Curva tensão-deformação típica obtida em máquina de ensaio convencional, e definição do “módulo de deformabilidade”.

b) Papel de alguns aditivos na plasticidade

Os aditivos sólidos, quando eficientemente dispersos na mistura, integram-se aos filmes que recobrem os grãos, modificando o seu comportamento plástico.

Mesmo os aditivos que não absorvem água são molhados por esta e, assim, roubam uma pequena quantidade de água que, de outra forma, se ligaria à argila. Nessas condições, a plasticidade tende a ser reduzida pelos aditivos que não absorvem água.

Dentre os aditivos que absorvem água, pode-se distinguir dois tipos de comportamento: alguns simplesmente incham (como o pó-de-madeira) enquanto outros formam uma pasta viscosa (como os amidos). No primeiro caso, a plasticidade tende a ser sensivelmente reduzida, graças à remoção de água livre das partículas de argila e à parcial substituição desta nos filmes que recobrem os grãos por um material não plástico. Para que se consiga manter a plasticidade equivalente à da mistura sem aditivo, é necessário aumentar o teor de umidade.

No segundo caso, a água roubada da argila é “usada” para formar uma pasta de viscosidade menor que os filmes de argila-água, de modo que o aumento de rigidez destes tende a ser compensado com a maior plasticidade daquela. Se o teor de umidade for aumentado o suficiente para manter as relações água/argila que predominavam antes da introdução do aditivo, a plasticidade sofre substancial aumento.

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6.4 - Efeitos dos constituintes básicos nas propriedades

Neste parágrafo serão apresentados graficamente os efeitos qualitativos dos constituintes básicos nas várias propriedades de areias aglomeradas com argila. Para que se tenha uma imagem mais completa, alguns fatores que ainda não foram discutidos até aqui, como grau de compactação e tempo de mistura, são também incluídos.

Alguns efeitos são óbvios e os demais encontram-se discutidos ao longo do texto. Por isso, os gráficos das figuras 6.8 a 6.10 são apresentados sem comentários.

Fig. 6.8 – Correlações qualitativas entre resistência àcompressão a verde, permeabilidade oucompactabilidade, com umidade ou relaçãoágua/argila.

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Fig. 6.10 – Curvas tensão-deformação típicasvariando % argila para iguais relações água/argila (a)e variando % umidade; resistência à compressão aquente e resistência residual em função datemperatura (b).

Fig. 6.9 – Correlações qualitativas típicas entrecaracterísticas normalmente usadas para controle dasareias e do processo de moldagem.

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7. ADITIVOS

São muito raras as fundições que podem trabalhar sem problemas com areias de moldagem constituídas unicamente de areia-base, argila e água. Para a grande maioria dos casos, as propriedades conseguidas com misturas ternárias simples não satisfazem a todos os requisitos impostos aos moldes pelo processo de fundição.

Em parte, a incorporação de aditivos, que suplementam essa deficiência de propriedades, tem a função real (às vezes não suspeitada) de compensar deficiências no processo de mistura e conseqüente insuficiência de dispersão de argila e água sobre os grãos de areia. Esses efeitos já foram comentados no capítulo anterior e não serão aqui repetidos.

Outras razões para o emprego de aditivos podem ser:

• influir nas interações entre a superfície do molde e o metal líquido, de modo a reduzir ou eliminar as reações metal-molde, aprimorar o acabamento superficial, evitar lavagens e inclusões de areia, etc.;

• elevar a resistência a seco;

• modificar propriedades a altas temperaturas: resistência a quente, plasticidade a quente, expansão térmica do molde;

• facilitar a desmoldagem e, às vezes,

• compensar efeitos colaterais de outros aditivos e/ou de produtos de alteração térmica de constituintes da areia de moldagem.

Não existem aditivos específicos que modifiquem apenas uma determinada propriedade ou característica da areia. Desde que qualquer substância sólida ou líquida passa, em maior ou menor grau, a fazer parte dos filmes que envolvem os grãos de areia, é inevitável que varias propriedades sejam modificadas e não apenas aquela que se tem intenção de modificar. Em outras palavras, todo aditivo tem “efeitos colaterais” e estes podem ser benéficos ou não.

A prudência recomenda, portanto, que se use aditivos com parcimônia, prática que é sadia também do ponto de vista econômico.

Apenas para organizar o estudo neste texto, os aditivos serão divididos genericamente em orgânicos e inorgânicos.

7.1 - Aditivos orgânicos Os principais aditivos orgânicos empregados em areias de moldagem poderiam ser englobados em:

• carbonáceos, como o pó de carvão (também conhecido entre nós como “Carvão Cardiff” ou “seacoal” para os americanos) e seus substitutos;

• celulósicos, como o pó-de-madeira, cascas moídas de aveia, milho, de arroz e de certas nozes, entre outros e

• amidos e dextrinas, em geral obtidos do milho ou da mandioca.

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a) Aditivos Carbonáceos

Pó de carvão - Certos carvões minerais são usados extensivamente como aditivos em areias de moldagem, visando principalmente:

• evitar aderência de areia à peça fundida e, assim, facilitar sua limpeza;

• evitar a penetração de metal líquido no molde e

• reduzir a ocorrência de defeitos devido à expansão térmica da sílica.

Vários outros efeitos benéficos do uso de carvão têm sido apontados de tempos em tempos na literatura, a maioria deles resultado de pura especulação sem base em experiência. Mas, mesmo não sendo o agente mágico pretendido por alguns, o pó de carvão é um constituinte importantíssimo das areias para ferros fundidos e certos não-ferrosos.

Quando aquecido com pouco ou nenhum oxigênio presente, expande ligeiramente a baixas temperaturas e logo começa a liberar voláteis, amolece e, à medida que a temperatura aumenta, vai liberando componentes cada vez mais pesados na forma de voláteis, até restar uma massa sólida porosa, constituída principalmente por carbono fixo, que é o coque.

Na presença de oxigênio, os voláteis se queimam à medida que se formam e mesmo o coque acaba sendo consumido, restando apenas as cinzas.

Todos os efeitos do pó de carvão em areias de moldagem podem ser explicados pelo comportamento resumidamente descrito acima e mais o fato de vários voláteis liberados pelo carvão depositarem-se sobre superfícies sólidas, em certas condições, formando uma camada de “carbono vítreo”.

O acabamento superficial das peças fundidas em ferro fundido é melhorado e a limpeza facilitada, graças à atmosfera redutora que prevalece no molde em decorrência da presença de carvão. Mesmo a temperaturas inferiores à de fusão do ferro pode-se formar óxido de ferro liquido, que reage facilmente com a areia e a argila, formando silicatos de baixo ponto de fusão. Estes, ao solidificarem, promovem a firme adesão de grãos de areia à peça. As experiências de Dietert, Doelman e Bennet (1945), aquecendo pinos de aço incrustados em corpos de prova de areias de moldagem a temperaturas inferiores ao ponto de fusão do metal, demonstram esse fato. A presença de gases oxidantes durante esses ensaios, provocava o agrava-mento drástico da situação, resultando em espessas camadas de areia aderidas ao pino ou, mesmo, destruição do pino por oxidação. Gases neutros restringiam a reação, enquanto que gases redutores (como gás de carvão e hidrogênio) evitavam completamente sua ocorrência.

Com a presença de pó-de-carvão na areia de moldagem, os gases oxidantes presentes (ar, vapor d'água) são diluídos e parcial ou totalmente consumidos pelos voláteis redutores que se formam, evitando a oxidação do ferro e a formação dos silicatos

Fig. 7.1 - Ângulo de contato θ entreuma gota de metal e um substrato(como a superfície de um molde). Se θ> 90°, há molhamento.

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de baixo ponto de fusão.

Deve-se distinguir o fenômeno de adesão de areia à superfície da peça, daquele conhecido como penetração de metal no molde.

Para que haja penetração de metal líquido na parede do molde, há necessidade de que o metal "molhe" a areia. A experiência demonstra que tanto o ferro fundido como o aço líquidos, não molham a sílica, já que a tensão interfacial ferro-areia-ar é alta; uma gota de aço ou ferro fundido sobre areia apresenta um ângulo de contato inferior a 90°C (v. figura 7.1). Nessas condições, são necessárias pressões muito altas para promover penetração de metal líquido nos poros existentes nas paredes do molde.

Entretanto, as ligas de ferro oxidadas (isto é, na presença de óxido de ferro) tendem a molhar a sílica, de modo que pressões metalostáticas baixas, da ordem de grandeza das que predominam na fundição de peças pequenas, já são suficientes para promover a penetração.

As condições redutoras criadas no molde em decorrência da presença de pó-de-carvão na areia, reduzem substancialmente a tendência à oxidação dos ferros fundidos líquidos, de modo que a possibilidade de ocorrência de penetração fica muito reduzida. Além disso, estudos mais recentes têm comprovado que durante o vazamento de peças de ferro fundido, certos voláteis do pó-de-carvão são capazes de se transformar em películas de “carbono vítreo”, que se depositam não apenas na superfície dos grãos de areia, como também na superfície do metal liquido que está preenchendo o molde. Esse filme de “carbono vítreo”, que não é molhado pelo metal líquido mesmo oxidado, atua como barreira anti-penetração.

A duração dos filmes de carbono vítreo é, no entanto, efêmera, já que esse material está constantemente sendo consumido por residuais de oxigênio presentes na cavidade do molde durante o seu preenchimento pelo metal líquido. Para que não haja uma falta de carbono vítreo no fim do vazamento, dois fatores concorrem:

1º. a natureza variada dos voláteis liberados pelo carvão é tal que esse desprendimento se dá numa faixa ampla de temperaturas, de modo que os voláteis mais leves evoluem no início do vazamento e os mais pesados são “guardados” para os últimos estágios;

2º. a velocidade de evolução dos voláteis é controlada também pela granulometria do carvão utilizado; as partículas menores decompõem-se mais cedo que as maiores, contribuindo para estender a função protetora por um período maior de tempo.

Assim, a efetividade do pó-de-carvão para evitar o fenômeno de penetração, tanto em decorrência da criação de atmosfera redutora como da formação de películas de carbono vítreo, depende de sua composição em termos de tipo e quantidade de voláteis e de sua granulometria.

O pó-de-carvão é adicionado, ainda, aos materiais de moldagem para ferros fundidos e bronzes, visando um terceiro efeito, que é o de reduzir a tendência a formação de defeitos devidos à expansão (principalmente “descascamento” e movimentação das paredes do molde).

A adição de pó-de-carvão não reduz a expansão térmica da areia de moldagem (pelo contrário, observa-se até um pequeno aumento), mas a sua fusão já a partir de temperaturas da ordem de 450°C e sua permanência no estado pastoso por uma faixa de temperaturas relativamente ampla, confere às paredes do molde uma maior plasticidade a quente. Se que a faixa de temperatura de amolecimento do carvão utilizado compreender aquela de maior expansão da sílica (inversão do quartzo a cerca de 573°C), o acréscimo de plasticidade obtido poderá permitir um rearranjo dos grãos que se expandem e reduzir as tensões resultantes.

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Nem sempre se consegue dar ao molde a estabilidade térmica dimensional necessária apenas com o uso de pó-de-carvão, seja por que os choques térmicos impostos ao molde são muito bruscos (e o acréscimo na plasticidade se torna insuficiente), seja por que o amolecimento do carvão utilizado se dá em uma faixa inadequada de temperaturas (abaixo ou acima da temperatura de inversão do quartzo).

Alguns carvões não satisfazem simultaneamente todos esses requisitos, sendo necessário, então, recorrer-se a misturas de carvões de vários tipos ou complementar essas deficiências com outros aditivos.

Durante muito tempo as especificações para pós-de-carvão destinados às areias de moldagem referiam-se unicamente à granulometria, à análise imediata (carbono fixo, teor de voláteis, umidade, teor de cinzas) e, às vezes, teor de enxofre. A generalização do uso de pós-de-carvão de diversas procedências e a tendência ao emprego de maiores pressões de moldagem (que enfatiza os problemas de expansão) tornaram necessário o estabelecimento de especificações mais rígidas para esse aditivo. Deve-se mencionar, também, que parte do conhecimento mais amplo que se tem hoje em dia, a respeito dos mecanismos de atuação do pó-de-carvão nas areias de moldagem, é resultante do esforço despendido na procura de substitutos menos poluentes.

De um modo geral, aceita-se como adequado para uso em fundição, um pó-de-carvão com as seguintes características: matéria volátil: 30% mínimo; C fixo: 50 a 60%; cinzas: 8% max.; umidade:~ 3%; S: 7% máx.

A distribuição granulométrica mais adequada é função do porte da peça a ser vazada. De modo geral, a distribuição em 4 a 5 peneiras da série padrão e a presença de 20 a 25% de material mais fino que 270 malhas/polegada, garante que a atividade benéfica do pó-de-carvão se estenda por um período de tempo suficientemente longo. Para isso o tamanho médio das partículas da fração superior a 270 malhas deve ser ligeiramente inferior ao da areia-base utilizada. Desde os anos 70 algumas fundições européias passaram a especificar também a capacidade de formação de carbono vítreo e o intervalo de amolecimento. Embora exijam aparelhamento não convencional para sua avaliação, essas duas características dão informações diretas da qualidade do pó-de-carvão.

A porcentagem de carbono vítreo pode ser determina da usando-se o dispositivo da figura 7.2. A amostra em estudo é colocada no recipiente A; depois de acoplar este à parte B, coloca-se o conjunto num forno a 750°C. O aumento do peso do recipiente B é devido à deposição de carbono vítreo.

placa apoios

amostr

saída de gases lã de sílica

A

B

Fig. 7.2 - Dispositivo construído com sílica vítreapara determinação de carbono vítreo em carvões.

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A determinação rigorosa do intervalo de amolecimento requer equipamento sofisticado e dispendioso, mas é possível ter-se uma medida suficientemente precisa usando-se o dispositivo esquematizado na figura 7.3 (a), onde as variações volumétricas de uma amostra de pó-de-carvão podem ser anotadas em função da temperatura, obtendo-se curvas do tipo apresentado na figura 7.3 (b). As temperaturas de pico correspondem ao início e ao fim do amolecimento do carvão. Alguns autores afirmam que um bom pó-de-carvão deve ter um intervalo de amolecimento não menor que 100°C, compreendendo a inversão do quartzo.

Os principais efeitos colaterais (indesejáveis) do pó-de-carvão são:

• formação de coque como subproduto na areia recirculante; embora ainda tenha a possibilidade de consumir oxigênio e contribuir assim para a formação de atmosfera redutora, o que é capaz de reter grandes quantidades de água, cuja evolução na forma de vapor tem efeito oposto e, muitas vezes, mais forte.

• introdução de enxofre na areia de moldagem, que oxidado a altas temperaturas e na presença de vapor d’água, produz ácidos que “envenenam” a argila, diminuindo sua eficiência como aglomerante. Este não chega a ser um problema para as fundições de boa parte dos países europeus ou dos Estados Unidos, mas é certamente um problema no Brasil devido ao alto enxofre de nossos carvões minerais.

• acumulação de cinzas na areia de moldagem, com prejuízo para a refratariedade, aumento da quantidade de água necessária para umidificação, formação de agrupamentos rigidamente ligados de grãos de areia.

• parte dos voláteis migra para o interior da parede do molde e condensa em regiões que estejam a temperaturas compatíveis; ao se depositarem sobre grãos de areia, esses voláteis impermeabilizam os filmes de argila existentes, tornando-os inativos para uma próxima utilização. Esse efeito nem sempre é detectado através de determinação de resistência a verde, pois vários condensados pesados têm alta viscosidade e têm algum efeito adesivo; porém, as propriedades de inchamento e contração dos filmes de argila ficam prejudicadas, podendo ocorrer problemas devidos à expansão térmica não compensada.

• formação de fumos no ambiente da fundição, por ocasião do vazamento.

Com exceção deste último, os efeitos indesejáveis das adições de pó-de-carvão podem ser minimizados através da diluição da areia recirculante com areia nova.

Piche, resinas, asfaltos - O emprego desses materiais como aditivos tem sido motivado, em alguns países, pela carência de carvões adequados e, em outros, pela necessidade de se reduzir a geração de fumos nas fundições.

Algumas vezes, materiais desse tipo são usados como complemento ao pó-de-carvão.

Seus mecanismos de funcionamento assemelham-se ao do pó-de-carvão no que diz respeito à geração de atmosfera redutora e à formação de filmes de carbono vítreo, com a vantagem de não produzirem os voláteis muitos leves, que não têm capacidade formadora de carbono vítreo e cuja utilidade na geração de atmosfera redutora é duvidosa. Além disso, dependendo da procedência, os teores de enxofre podem ser muito mais baixos do que os encontrados em certos carvões, o mesmo ocorrendo com as cinzas.

Por outro lado, a tendência a deixar resíduos carbonosos – como coque - na areia de sistema é reduzida, já que materiais como piches e asfalto contém até 80% de matéria volátil combustível.

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Esses materiais não se comportam, em geral, da mesma maneira que o carvão no que diz respeito à plasticidade a quente, devido a suas baixas temperaturas de amolecimento (pouco superiores a 100°C) e baixas viscosidades a altas temperaturas.

Seu uso é bastante generalizado em outros países e desconhecem-se as razões pelas quais, no Brasil, eles não encontram emprego extensivo, principalmente considerando-se os altos teores de enxofre e cinzas de nossos carvões. Em princípio, o uso combinado de piches ou asfaltos com pó-de-carvão seria altamente benéfico, e provavelmente permitiria reduzir o consumo global, os fumos na fundição e a entrada de enxofre, cinzas e coque na areia de sistema.

Fig. 7.3 - Determinação do intervalo de amolecimento de carvões. (a) equipamento sugerido: forno aresistências, acoplado a um registrador deflexão temperatura ou a um sistema de aquisição de dados; (b)curva deflexão × temperatura mostrando o intervalo de amolecimento.

(b) (a)

temperaturade

flexã

o

registrador deflexão-temperatura placa de aquisição de dados para computador

entrada de sinal de transdutor de deflexão

entrada de sinal determopar

Mais recentemente tem-se introduzido o emprego de certos plásticos (como poliestireno, por exemplo), que têm excepcional capacidade de formação de carbono vítreo. Com a disponibilidade de plásticos reciclados, propiciada por sistemas de coleta seletiva de lixo e resíduos industriais, os custos desses materiais, que certamente desencorajaram ao seu emprego no passado, deixam de ser obstáculos .

b) Aditivos celulósicos

O principal aditivo deste tipo é o pó-de-madeira.

Outros materiais celulósicos usados no exterior, como cascas de aveia e de arroz, pó de sabugo de milho e vários outros, não são comercializados no Brasil, razão pela qual não serão examinados aqui.

O pó-de-madeira, que não deve ser confundido com serragem comum, é apresentado, em geral, em granulações finas (100% abaixo da peneira 50 e cerca de 40% abaixo da peneira l00).

Por exibir um ponto de ignição baixo (ao redor de 250°C), o pó-de-madeira pode ser empregado para consumir o oxigênio da cavidade do molde e, assim, contribuir para a

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formação de atmosfera redutora.

E ainda, devido à sua capacidade de inchar ao absorver umidade e de contrair-se ao perder essa umidade por aquecimento, constitui-se num eficiente agente compensador da expansão térmica da sílica.

O efeito de inchamento e contração é tanto mais acentuado quanto menores forem as partículas, já que maior quantidade de água pode ser absorvida. Entretanto, maior será a quantidade de vapor d’água formada durante o vazamento, o que poderá até agravar as condições oxidantes reinantes no molde. Por essa razão, pós-de-madeira excessivamente finos devem ser evitados.

Por outro lado, partículas excessivamente grosseiras, mesmo absorvendo menor quantidade de água por unidade de massa, concentram essa umidade em pontos discretos do molde resultando em problemas de rugosidade superficial nas peças fundidas. Além disso, as partículas grosseiras absorvem água mais lentamente e, aparentemente, continuam a absorvê-la após a moldagem, roubando-a dos filmes de argila que envolvem os grãos de areia; o resultado é uma tendência à ocorrência de superfícies (principalmente bordas) friáveis nos moldes.

Um outro fator a ser considerado é a acidez do pó-de-madeira. Alguns pós-de-madeira, seja devido à sua origem, seja em decorrência de tratamentos recebidos, apresentam pH muito baixo, o que não só é prejudicial ao equipamento (de preparo de areia, moldagem, silos, coletores de poeiras etc), como também reduz a eficiência da argila tanto à temperatura ambiente como a altas temperaturas.

Esses materiais são indicados indistintamente para areias de fundição de ferros fundidos, aços, ligas não-ferrosas, podendo estender ou complementar as funções de outros aditivos.

c) Amidos e dextrinas

Os amidos e, algumas vezes, as dextrinas, são usados como aditivos em areias de moldagem para os mais variados tipos de ligas fundidas. Essas adições visam, principalmente:

• aumentar a plasticidade a verde, sem grande prejuízo à resistência à compressão, ver § 6.3 (e) e § 6.4 (b),

• aumentar a resistência a seco e

• reduzir os efeitos da expansão térmica da sílica.

Além disso, amidos e dextrinas podem dar alguma contribuição (moderada) para a formação de atmosfera redutora. Como benefício adicional, decorrente do aumento da plasticidade, a presença de amidos ou dextrinas na areia alarga a faixa de umidade em que a trabalhabilidade da areia e aceitável por parte dos moldadores.

Provavelmente, o mais importante dos fatores que determinam o uso dos amidos nas areias de moldagem é a redução de defeitos devidos à expansão térmica. Nesse particular, as dextrinas não são tão eficientes.

Os mecanismos de atuação dos amidos como promotores de estabilidade térmica parecem ser dois:

• os amidos expandem-se quando umedecidos e se contraem ao perder água, num fenômeno semelhante ao descrito para as montmorilonitas sódicas e para o pó-de-madeira; isto permite a acomodação dos grãos de areia que se expandem.

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• possivelmente, a redução da resistência na camada de condensação de umidade (que se forma a pequena distância da superfície do molde, durante o vazamento), é menor em areias que contêm amido.

O emprego de amidos é maior em fundições de aço, onde aditivos como pó-de-carvão e piche, por exemplo, encontram sérias restrições devido à possibilidade de provocarem carburação superficial das peças fundidas.

Por outro lado, em fundições de ferros fundidos onde se trabalha, em geral, com moldes mais compactados, a alta plasticidade a verde decorrente do uso de amidos pode ser um óbice importante. Um pequeno excesso de amido pode conduzir a dificuldades na compactação e, no caso de ferros fundidos, moldes poucos densos podem resultar em aumento da cavidade do molde durante o vazamento e a solidificação, com a conseqüente ocorrência de cavidades de retração no interior das peças.

Por secagem ao ar ou com aplicação de calor, os amidos, assim como as dextrinas, produzem no molde um aumento de resistência na superfície, diminuindo dessa forma a tendência à friabilidade e à lavagem.

Durante o vazamento e a solidificação das peças, quando extensas porções do molde são aquecidas, a secagem resultante pode produzir um acréscimo de resistência ao longo de toda a seção do molde, trazendo dificuldades na desmoldagem. Este fato é de grande relevância nas fundições altamente mecanizadas. Como as fundições altamente mecanizadas fundem, em sua maior parte, ferros fundidos, as areias para ferros fundidos raramente contêm teores de amidos superiores a 0,2%.

Esse problema deixa de existir nas fundições de aços ou de peças grandes, onde as elevadas temperaturas a que os moldes são sujeitos geralmente causam a queima dos amidos, diminuindo as dificuldades na desmoldagem.

Os amidos, na forma como são consumidos nas fundições, contêm cerca de 15% a 20% de material solúvel e que, portanto, não incha quando umedecido. A dissolução dessa parcela em água não é imediata e não se completa durante o ciclo de mistura, podendo demandar várias horas. Assim, a viscosidade de uma suspensão de amido em água (ou de uma pasta de amido contida na areia), varia com o tempo à medida que uma parte do amido vai entrando em solução. Esse fenômeno pode ocasionar variações importantes nas propriedades das areias de moldagem; a resistência à compressão a verde e a plasticidade decrescem, ao mesmo tempo que a areia tende a aderir às mãos do moldador e aos modelos.

Essas modificações obviamente dificultam o controle do material de moldagem e tendem a ser tanto mais intensas quanto maior for a adição de amido. Este é mais um motivo para o uso parcimonioso e criterioso desse aditivo.

As dextrinas, devido à sua rápida dissolução, não apresentam esse problema, mas, por outro lado θ, não são tão eficientes quanto os amidos na prevenção dos defeitos devidos à expansão térmica.

7.2 - Aditivos inorgânicos A maioria dos aditivos inorgânicos empregados em areias de moldagem é constituída por pós de materiais naturais ou sintéticos, sendo em geral pouco importante a refratariedade desses materiais. A princípio acreditava-se que esses materiais teriam a função de preencher os vazios intergranulares de modo a prover proteção contra a penetração de metal. Na realidade, quando adicionados à areia verde, a maior parte dos pós adicionados passa a fazer parte dos

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filmes que envolvem os grãos. Já se tem verificado que quantidades de até 20% de finos (porcentagem em relação ao total da mistura) podem ficar nesses filmes, antes que o excesso comece a preencher os vazios.

A influência de materiais não-argilosos nos filmes que envolvem os grãos foi discutida no capitulo 6.

A temperaturas mais elevadas alguns desses aditivos podem sofrer modificações físico-químicas produzindo, por exemplo, silicatos viscosos que podem proporcionar ao molde alguma resistência e/ou plasticidade adicional, a quente. É possível, ainda, que certos silicatos formados produzam uma massa semilíquida que preencha parcialmente os vazios e impeça a penetração de metal. Essa mesma massa ficaria localizada preferencialmente na interface metal-molde (região de mais alta temperatura) e, ao se solidificar durante o esfriamento da peça, daria origem a um “vidro” que, devido às diferenças nos coeficientes de contração, se destacaria da peça na desmoldagem, deixando-a com bom acabamento superficial.

Infelizmente, para que todos esses fenômenos ocorram no momento e na intensidade certos, muitos fatores têm que ser precisamente ajustados. Embora se consigam bons resultados em alguns casos, em outros a adição se revela inócua ou os efeitos obtidos são opostos aos desejados. De fato, para que esse mecanismo funcione a contento, é necessário que a reação dos aditivos com os demais materiais presentes na areia de moldagem resulte num composto com uma viscosidade bem definida à temperatura que prevalece na interface metal-molde, no período em que a penetração pode ocorrer.

Devido a essas dificuldades, esses aditivos são normalmente empregados em pequenos teores, visando um aumento de resistência e/ou plasticidade a quente.

Os tipos mais comuns de materiais usados com essa finalidade são o pó-de-sílica e o óxido de ferro (Fe2O3), em geral na forma de pó abaixo da peneira 200.

Outros aditivos inorgânicos têm a função de inibir certos tipos de reações metal-molde. Para a maioria das reações que ocorrem na fundição de ligas ferrosas, essa função é cumprida pelos aditivos carbonáceos, pelas tintas de fundição ou então pelo uso de areias de faceamento preparadas com areias-base não reativas com as ligas em questão. Por exemplo, na fundição de aços ao manganês (com até 14% Mn), que apresentam sério problema de reatividade com areias de sílica, o uso de areias de faceamento e/ou tintas à base de zirconita, olivina ou cromita permite evitar essas reações.

Já na fundição de ligas de magnésio ou ligas alumínio-magnésio (com teores de Mg acima de 8%), a solução adotada para evitar-se as reações do metal com a sílica ou silicatos, com oxigênio e com o vapor d'água, está no emprego de inibidores de reação. A essas areias adicionam-se materiais como enxofre em pó, ácido bórico, fluoboreto de amônio ou fluossilicato de amônio, fluoboratos de potássio ou sódio e, ainda, dietilenoglicol.

O enxofre (ou seus vapores), ainda a baixas temperaturas, reage com o oxigênio e com o vapor d'água presentes na cavidade do molde, diminuindo a atividade desses oxidantes; acredita-se que o ácido bórico, assim como os fluoboretos ou fluossilicatos, forme um filme protetor junto à interface metal-molde, cortando o contato direto e, portanto, a reação. O dietilenoglicol é usado como substituto parcial da água no umedecimento da argila (em geral montmorilonita), já que sua molécula também é polar; a baixa pressão de vapor do dietilenoglicol (seu ponto de ebulição é 244°C) resulta em menor evolução de vapores no molde do que a que se tem usando apenas água.

Finalmente, para contrabalançar os efeitos acidificantes de aditivos como pó-de-carvão e certos pós-de-madeira e, em alguns casos, para corrigir a ativação de certas montmorilonitas,

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pode-se empregar o carbonato de sódio (Na2CO3), cuja variedade comercial é conhecida por “barrilha”. Durante muito tempo, inúmeras fundições em todo o mundo empregavam (muitas ainda empregam) o carbonato de sódio para controlar o pH (∗) das areias de moldagem. Essa prática é arriscada, embora possa dar bons resultados em alguns casos. O pH fornece uma indicação da acidez ou basicidade de uma solução ou suspensão. No caso de areias de moldagem não se constata uma correlação definida entre pH e propriedades ou comportamento. A verificação periódica do pH das areias de moldagem permite detectar a ocorrência de variações de composição que trazem como conseqüência uma variação na acidez ou basicidade. Não se pode deduzir, entretanto, que a correção do efeito leve automaticamente à correção das causas.

A adição de carbonato de sódio a areias aglomeradas com bentonitas cálcicas traz como resultado uma menor perda de resistência na camada de condensação de umidade e conseqüente melhora na estabilidade térmica do molde; nesse caso, as melhores condições são obtidas para pH entre 9,5 e 10. Mas, elevando-se o pH a esses níveis com adições de hidróxido de sódio (NaOH), por exemplo, não se obtém o mesmo efeito, o que demonstra que o pH, dependendo do caso, pode ser uma boa ferramenta de controle, mas não um fator a ser controlado.

7.3 - Ainda sobre aditivos

O presente capítulo não pretende esgotar o assunto de aditivos para areias de moldagem. Aliás, qualquer pessoa que tenha tido acesso à literatura técnica antiga ou que esteja no ramo de fundição há mais de 30 anos, deve saber que este assunto é inesgotável.

Ao fundidor de hoje, que pode dispor da maioria, se não de todos os aditivos de que precisa (ou pensa precisar) na forma de produtos industrializados, uma listagem dos aditivos usados no passado pode parecer cômica ou estranha, pois, além de vários dos materiais usados ainda hoje, uma areia podia conter:

• turfa, • palha, • feno, • grama, • crina de cavalo, • pelos de vaca, • espinhas de peixe, • sobras de lã, • estercos de cavalo ou de burro

entre outros.

O fundidor do futuro, por sua vez, talvez não possa evitar um sorriso complacente ao examinar uma lista dos aditivos usados hoje.

O método de fundição permaneceu essencialmente o mesmo por vários séculos, mas os materiais vão sendo constantemente substituídos, conforme a disponibilidade local e do momento. O que há de comum a todos os materiais da lista acima, além do fato de serem (∗) O logaritmo do recíproco da concentração de íons hidrogênio, expressa em íons-grama por litro de solução,

é denominado pH. Por exemplo, se essa concentração for 0,0000001, isto é, 1/107 ions-grama/litro, o pH é 7; se for 0,001 ou 1/103 ,o pH é 3 e assim por diante. Uma variação de uma unidade no pH reflete uma variação de 10 vezes na concentração de íons. Valores de pH menores que 7 indicam acidez (alta concentração de íons H) e maiores que 7 indicam basicidade.

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todos fibrosos, é que numa certa época e num certo lugar, cada um deles foi muito barato e conveniente.

O fundidor deve, portanto, não apenas conformar-se com as mudanças que certamente continuarão a ocorrer, como também continuar a contribuir, com sua engenhosidade e curiosidade, na procura de novos e melhores materiais.

Os aditivos são um mal necessário no atual estágio da técnica relativa aos materiais de moldagem. Eles complicam e encarecem as areias e dificultam em muito o controle. Portanto, todo esforço deve ser feito para que em um dado sistema de areias se consiga usar o menor número possível de aditivos diferentes e a menor quantidade possível de cada um.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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9. DIMITRIJEVIC, Z. Investigation of factors influencing metal penetration. Foundry Trade Journal, (28), 1973.

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8. PREPARO DAS AREIAS DE MOLDAGEM

Para que se tenha uma idéia das dificuldades envolvidas no preparo das areias de moldagem, considere-se, por exemplo, a tarefa a ser cumprida por um misturador que deva preparar uma batelada de 500 kg de areia-base com 5% de bentonita (25 kg) e 3% de umidade (pouco menos de 17 litros).

A umidificação completa da argila exige a distribuição dos 17 litros de água sobre os 25 kg de bentonita, que considerada como apresentando uma superfície específica de 40 m2/g, tem uma superfície total de 1.000.000m2. Assim, a umidificação da bentonita corresponde a espalhar a água sobre uma área de 1km × 1km (aproximadamente 200 campos de futebol). A película de água assim obtida teria uma espessura de 170×10-10m ou 170Å (comparar esse valor com o espaçamento interplanar basal das montmorilonitas, cap. 5).

Simultaneamente, o misturador deve espalhar a argila umedecida sobre os grãos de areia. Supondo-se para estes uma superfície específica de 120 cm2/g, a superfície total é de 6.000 m2. Sobre esta superfície, o misturador deve depositar a argila umedecida na forma de um filme uniforme.

Imagine-se, agora, uma tarefa muitíssimo mais fácil: a de pintar, por dentro e por fora, uma casa com 6 cômodos. A área total a ser pintada pode ser estimada em cerca de 750 a 800m2 ou 1500 a 1600m2 supondo-se aplicação de duas demãos de tinta. Esta, por sua vez, tem uma viscosidade muito mais baixa que a de uma “pasta” de bentonita com relação água/argila de aproximadamente 0,70:1,00. Para esta última tarefa, descontados os tempos de paradas necessárias (para descanso, almoço, café, cigarro etc.), um pintor e um ajudante gastam cerca de 30 horas (5 dias de 8 horas, com aproveitamento efetivo de uns 70%).

Para cobrir uma área pelo menos 4 vezes maior de grãos de areia, de maneira uniforme, com um material extremamente mais viscoso que a tinta (∗), mais a distribuição da água sobre toda a superfície da argila, concede-se ao misturador cerca de 5 minutos e, às vezes, muito menos que isso.

Ainda não foi construído o misturador capaz de realizar esta façanha. Alguns misturadores de laboratório especialmente preparados, reiterando inúmeros ciclos de mistura, conseguem proporcionar uma dispersão quase completa da água e uma distribuição bastante homogênea da argila umedecida na forma de filmes sobre os grãos em cerca 30 horas.

É óbvio, portanto, que as misturas preparadas nas fundições estão bastante longe da perfeição em termos de aproveitamento efetivo das argilas.

A argila umedecida só será totalmente aproveitada quando ela estiver distribuída na forma de filmes uniformes sobre todos os grãos, de modo que qualquer ponto de contato grão a grão receba garantidamente sua quota, isto é, que jamais ocorra contato direto entre os grãos da areia base. O efeito obtido será, então a maximização das propriedades aglomerantes e de compensação da expansão térmica dos grãos de areia-base.

Quanto mais imperfeita a distribuição desses filmes, maiores são as possibilidades de se ter contatos grão a grão com filme de espessura insuficiente ou sem filme algum. Como o número de grãos num molde de, digamos, 100 kg é da ordem de 1010 (isto é, 10 bilhões), qualquer possibilidade estatística se torna uma certeza. Portanto, areias mal preparadas terão,

(∗) Na realidade, para as relações água/argila que prevalecem nas areias de moldagem usadas nas fundições, a

massa de montmorilonita umedecida (isenta de areia) apresenta valores de resistência à tração entre 6 e 7 kgf/cm2, não se constituindo, portanto, numa pasta que possa ser facilmente repartida pelos grãos.

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certamente, menor resistência a verde e menor capacidade de acomodação das expansões térmicas, alem de outros problemas (v. cap. 6).

8.1 - O trabalho executado pelo misturador O termo “misturador” é inadequado para designar o aparelho usado para preparar as areias aglomeradas com argila. O verbo “misturar” sugere tão somente a dispersão mútua de dois ou mais componentes de modo macroscopicamente homogêneo; o resultado da ação de “misturar” - a mistura - deve conter cada um dos componentes iniciais em sua forma original.

Mas não é isso o que se busca no preparo das areias de moldagem. É necessário, além disso, que se consiga um posicionamento das moléculas de água sobre as superfícies das lamelas de argila passíveis de adsorver água e, ainda que essas lamelas umedecidas sejam posicionadas de modo uni forme sobre a superfície dos grãos de areia. Isso exige que os “misturadores” de areias de moldagem sejam capazes de atritar as partículas de argila entre os grãos de areia, de modo a subdividi-las o mais possível, expondo assim as suas superfícies à interação com as moléculas de água. Esse atritamento permite, ainda, que cada grão transfira aos outros uma parcela da argila a ele aderida, de maneira a se ter, ao fim da operação, recobrimentos uniformes sobre os grãos.

Já se viu que esta tarefa á extremamente difícil e que, mesmo misturadores especialmente preparados, operando sobre pequenas quantidades de material, só conseguem a dispersão ideal através da reiteração de muitas operações de mistura. Em outras palavras, os misturadores utilizados nas fundições têm uma eficiência que está bastante aquém do teoricamente possível. Existem vários tipos básicos de misturadores que, empregando diferentes soluções mecânicas, perfazem essencialmente a mesma seqüência de operações: galgas ou mós que comprimem porções de areia e pás que cisalham essa areia comprimida e a misturam com porções não comprimidas. Em certos tipos, o amassamento pelas galgas é substituído pelo impacto, a altas velocidades, de porções de areia arremessadas por um agitador rápido contra outras porções em repouso relativo.A avaliação da eficiência relativa dos vários tipos existentes é muito difícil pois, a rigor, não se pode levar em consideração apenas o tempo necessário para alcançar a estabi1ização de certas propriedades (como a resistência à compressão a verde) ou mesmo o nível final dessas propriedades. O consumo de energia e o seu aproveitamento efetivo, o espaço ocupado, a variação de temperatura, os custos de operação (inclusive manutenção e depreciação) são alguns dos principais fatores a serem considerados. Infelizmente não se dispõe de comparações entre os diversos projetos, a não ser aquelas supridas pelos próprios fabricantes, que, por motivos óbvios, devem ser apreciadas com o devido cuidado.

Uma possível medida para a eficiência do misturador é a potência consumida por tonelada horária de areia preparada com determinadas propriedades. Este dado não pode ser obtido das informações de catálogo sobre produção horária e potência do motor (potência disponível).

Uma regra prática que parece funcionar para a maioria dos tipos disponíveis é a seguinte: em fundições de peças pequenas, onde a areia de retorno contém a maior parte da umidade que tinha na moldagem, misturadores contínuos que consumam 1HP por tonelada horária de areia preparada satisfazem as necessidades; se a areia retorna seca (fundição de peças de maior porte), a potência deve ser dobrada. Em se tratando de misturadores descontínuos (ou por bateladas) os tempos de parada para carga e descarga devem ser descontados no cálculo da produção horária para que a regra seja válida.

Deve-se ressaltar que essa regra não estabelece os níveis desejáveis, mas simplesmente reflete as características médias dos tipos de misturadores existentes. De qualquer forma a

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utilidade da regra é limitada, pois ela pode ser verificada a posteriori, quando o misturador já tiver sido adquirido e instalado e estiver funcionando.

As figuras 8.1 (a) a (d) mostram alguns dos tipos de misturadores mais comuns. Os das figuras 8.1 (a), (b) e (d) são descontínuos e o da figura 8.1 (c) trabalha continuamente. Diversas fundições modernas estão optando por misturadores contínuos para alimentar suas máquinas de moldar automáticas; desde que dotados de dosadores de sólidos e de água confiáveis e de um dispositivo automático para ava1iação e controle contínuos de moldabilidade ou de compactabilidade, os misturadores contínuos permitem uma grande produtividade (não há tempos mortos para carga e descarga) com qualidade uniforme.

(b) (a)

(d) (c) Fig. 8.1 – Alguns misturadores utilizados no preparo de areia verde: (a) misturador intensivo de galgasverticais; (b) misturador intensivo de galgas horizontais (Speedmullor), vista e corte; (c) Misturador intensivocontínuo de galgas verticais e (d) misturador intensivo a contra-corrente, vista interior e esquema defuncionamento.

8.2 - Conseqüências da mistura imperfeita. Argila latente

A mistura imperfeita pode decorrer de várias causas. A mais comum delas, que é também a mais difícil de corrigir, é a existência de capacidade insuficiente de preparo de areias na fundição. Infelizmente, a seleção do misturador é, na maioria dos casos, baseada na simples confrontação de custos e capacidades declaradas de produção de areia preparada. Estas, quase invariavelmente, só são realmente obtidas com a utilização de ciclos de mistura curtos demais. As conseqüências são muito sérias, como se verá a seguir, e a única medida corretiva cabível, que é um acréscimo na capacidade de preparo, nem sempre, é viável, devido a limitações de espaço ou de meios para transporte e distribuição de areia preparada.

Esta “anemia” congênita de que padece um grande número de fundições tem raízes muito antigas, provavelmente no uso de areias naturais, bastante generalizado no passado, as quais

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exigiam pouco mais que uma simples dispersão da umidade com o emprego de ciclos bastante curtos.

Se durante o preparo de uma areia de moldagem forem sendo retiradas amostras a intervalos regulares de tempo (digamos 15 segundos) para verificação da evolução da resistência à compressão a verde, por exemplo, o resultado obtido será semelhante ao da figura 8.2. Se a demanda de potência (medida diretamente no motor elétrico de acionamento) fosse simultaneamente registrada em função do tempo, a curva obtida teria o mesmo aspecto.

Misturador de produção

Misturador de laboratório potência

instantânea ou

RCV

tempo de mistura

Fig. 8.2 – Curvas qualitativas de evolução de uma propriedade (RCV) e da potência absorvida durante o preparo da areia verde em dois misturadores (um de laboratório e outro de produção).

O tempo necessário para que o patamar seja atingido depende das características da mistura que está sendo preparada e da eficiência com que as partes mecânicas do misturador conseguem utilizar a energia disponível no motor para executar as transformações indicadas em § 8.1.

Esse tempo é interpretado, em geral, como indicativo do ciclo ótimo de mistura para o misturador e para a composição de areia em questão.

Este é um teste muito útil, que deveria ser realizado nas fundições, para cada misturador empregado e para cada composição utilizada. É importante ressaltar, entretanto, que o patamar atingido representa aproximadamente o limite da máquina (misturador) e não o máximo de propriedades que se pode conseguir com uma dada composição da areia de moldagem.

Em outras palavras, a constância de propriedades da areia a partir de um certo tempo de mistura indica que a partir daí, o misturador não é mais capaz de melhorar a distribuição dos filmes de argila umedecida sobre os grãos. Este raciocínio é, na realidade, uma aproximação, pois pelo menos três fenômenos podem estar ocorrendo simultaneamente à medida que se estende o ciclo de mistura:

• provavelmente, a partir de um certo tempo de mistura, equalizaçao dos filmes de argila sobre os grãos progride bastante lentamente;

• a manutenção do material no misturador, associada a uma certa geração de calor, devida aos diversos atritos no material e em partes mecânicas, favorece a evaporação de umidade, o que resultaria também em aumento da resistência a verde;

• o aumento de temperatura tende a mascarar os fenômenos acima, de modo que as propriedades medidas permanecem constantes.

Para fins práticos, portanto, não há grande utilidade em se ultrapassar o tempo correspondente à obtenção de constância de propriedades. Nessas condições, a mistura não atingiu a perfeição teórica, sendo que parte da argila presente é realmente atuante, enquanto a restante não participa da aglomeração ou do comportamento a quente do molde. A esta parcela de argila apenas potencialmente ativa, dá-se o nome de argila latente. A parcela efetivamente participante é denominada argila efetiva.

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A relação entre esta última e a argila ativa total daria uma medida da eficiência do processo de mistura.

Em fundições que operem com reaproveitamento da areia usada, observa-se normalmente uma melhora geral de propriedades na areia recirculante à medida que aumenta o numero de ciclos de reutilização (desde que, é claro, um mínimo de cuidados seja observado no processamento).

Esta melhora de propriedades em relação a uma areia de moldagem totalmente nova é tanto mais acentuada quanto maior for a relação areia/metal fundido. Nessas condições, a quantidade de argila nova que deve ser adicionada ao sistema para repor a parcela termicamente inativada é pequena, de modo que a maior parte da argila vai sendo submetida a sucessivas reiterações de ciclos de mistura. O resultado é a sua distribuição na forma de filmes cada vez mais homogêneos sobre os grãos de areia, o que eqüivale dizer, o aumento da parcela de argila efetiva.

A existência de argila latente na areia de moldagem indica, antes de mais nada, um consumo de argila superior ao necessário. Mas esse não é o problema principal.

Elevadas proporções de argila latente tendem a acentuar problemas vários, como:

• secagem rápida da areia moldada e, principalmente, friabilidade em arestas dos moldes. Este fenômeno é devido menos à perda de água para o ambiente do que à redistribuição da umidade no próprio molde; a argila latente, que provavelmente não recebeu sua cota de umidade durante o processo de mistura, age como esponja, roubando umidade da argila efetiva vizinha.

• movimentação das paredes do molde e redução da estabilidade térmica em geral. Estes fenômenos são, na realidade, decorrentes da insuficiência de argila efetivamente atuante nos pontos de contato grão a grão.

• dificuldades na desmoldagem, como resultado do excesso de argila total.

• maior tendência a “oolitização”, isto é, formação de grãos recobertos por camada aderente de argila calcinada e finos. A formação de grãos oolíticos é tanto mais intensa quanto maior a quantidade de argila ativa total. O excesso de oo1itização reduz a refratariedade da areia ao mesmo tempo que favorece o aparecimento de rugosidade nas peças devido a alta umidade que fica concentrada nos envoltórios porosos de argila inerte.

Operando-se com tempos de misturas ao menos próximos aos necessários para a obtenção de constância de propriedades, a ocorrência de problemas devidos a excesso de argila latente é bastante improvável, a não ser que se descuide da regulagem, manutenção e lubrificação dos misturado res. Assim, se problemas como os descritos acima ocorrerem esporadicamente, o estado do misturador é, sem dúvida, dos pontos a verificar.

8.3 - Ordem de adição dos constituintes ao misturador Durante muitos anos perdurou nas fundições a prática de misturar primeiramente os constituintes a seco, para depois adicionar a água. Quando a composição que está sendo preparada é constituída principalmente por areia de retorno, esta é inicialmente colocada no misturador em movimento. Se essa areia estiver úmida, a ordem das adições que se seguem terá influência no resultado final. A ordem das adições torna-se particularmente importante quando a areia estiver seca no momento que chega ao misturador.

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Nessas condições, a prática de mistura dos constituintes secos para posterior adição de água pode conduzir a problemas sérios e deve ser evitada.

Em primeiro lugar, a mistura a seco de constituintes granulares e pós finos não é estável, havendo grande tendência à segregação de finos para o fundo. Trata-se, portanto, de um desperdício de tempo e energia, já que não se consegue homogeneidade, além de que o desenvolvimento das propriedades aglomerantes da argila só é iniciado quando a argila é umedecida. Em vista dos ciclos de mistura extremamente curtos comumente adotados, qualquer desperdício de tempo pode ter grande importância para a qualidade final da mistura.

Além disso, a segregação dos constituintes finos para o fundo do misturador tende a causar a formação de uma estria no canto do misturador, formada essencialmente por argila, finos de areia e outros aditivos (como pó de carvão ou amido, por exemplo). Quando a água é introduzida no misturador, a estria de finos se umedece, transformando-se numa lama. Caso a estria de lama não seja arrastada e deslocada pela areia assim que esta desenvolva uma certa consistência, ela só sairá dali por ocasião da descarga do misturador. A areia de moldagem conterá, então, pelotas com altos teores de argila, aditivos orgânicos e água, que são surtos potenciais de bolhas de gás nas peças. Mas o ciclo dessas pelotas não termina ai: uma vez secas, após o vazamento e a desmoldagem, elas continuam presentes no sistema de areias, agora com resistência suficiente para manter sua identidade e continuar causando problemas (gases e inclusões tipo escória).

Tanto o desperdício de tempo como os demais problemas relatados serão eliminados se a areia entrar úmida no misturador ou ser umedecida antes que a argila e demais constituintes pulverulentos sejam introduzidos.

As vantagens do umedecimento prévio da areia parecem ser maiores do que simplesmente evitar esses problemas. Alguns estudos indicam que essa ordem de adições, principalmente se a água introduzida inicialmente for apenas uma fração da umidade final, permite uma subdivisão mais rápida das partículas de argila e, consequentemente, maior aproveitamento da argila. Aparentemente, a película fina de água formada sobre os grãos serve para posicionar as partículas de argila nas superfícies destes, expondo-as de forma mais efetiva ao atrito com outros grãos.

Como efeito adicional, a evolução de poeiras junto ao misturador é diminuída, fato especialmente apreciado pelo operador.

A ordem de introdução dos constituintes no misturador deve ser, portanto, a seguinte:

1º. com o misturador em movimento, introduz-se a areia de retorno e a areia nova;

2º. imediatamente adiciona-se parte da água;

3º. após um pequeno período, suficiente apenas para que a água se disperse pela areia, adicionam-se a argila e outros aditivos pulverulentos;

4º. o restante da água, para ajuste da umidade, adicionado um pouco depois.

A mistura da areia de moldagem é freqüentemente descrita na literatura como sendo um ingrediente, tão importante quanto a areia-base, a argila e os aditivos. A execução descuidada dessa operação (fato não incomum) trará, certamente, como conseqüência, uma série de problemas que muitas vezes podem ser confundidos com aqueles causados por insuficiência de argila e/ou aditivos. Já se viu que mau aproveitamento pode ser pior que insuficiência quando a argila latente e as pelotas de argila e finos (que não passam de formas exageradas de argila latente) ultrapassam níveis críticos. Nesse caso, persistindo-se com operação inadequada e tempo insuficiente de mistura, qualquer acréscimo nas adições, para suprir

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supostas deficiências, só pode agravar a situação. De fato, se a eficiência do processo de mistura não é alterada, maiores adições produzem maiores quantidades de argila latente e pelotas de finos.

As considerações feitas até aqui neste capítulo não terão sido em vão se tiverem despertado atenção para a importância da operação de mistura na determinação da qualidade da areia de moldagem e, consequentemente, da qualidade das peças fundidas. O misturador é, portanto, uma peça crítica na operação de uma fundição e como tal deve ser considerado. Infelizmente, essa não é a atitude observada em todas as fundições e não são raros os casos de misturadores em “funcionamento” cujas pás já foram totalmente desgastadas ou cujas rodas não giram por falta de lubrificação, para mencionar apenas os casos extremos. Descuidos muito menores que esses já conduzem a reduções inaceitáveis da eficiência de mistura.

8.4 - Aeração da mistura preparada

A qualquer momento de seu ciclo de processamento no misturador, a areia de moldagem tem uma parte que está compactada pela ação das galgas e uma outra parte que está revolvida e desagregada pelas pás. E é nesse estado que a areia é descarregada do misturador: com grumos bastante compactos. Caso essa areia seja usada diretamente na moldagem, o acabamento superficial do molde (e da peça) resultara excessivamente rugoso. Mas, se a areia for forçada a passar por uma peneira, antes da moldagem, os grumos serão desfeitos, a compactação será mais fácil e uniforme e o acabamento superficial será melhor.

Como o peneiramento da areia preparada é uma operação demorada que reduz a produtividade na moldagem, a solução ideal é aeração com um aerador ou desintegrador mecânico. Dentre os vários tipos de aeradores existentes, talvez os mais comuns sejam aqueles em que a areia é arremessada a alta velocidade contra algum tipo de obstrução (por exemplo, um pente metálico ou uma série deles).

Onde posicionar o aerador é uma decisão importante. A posição que, pela sua simplicidade, é usualmente adotada, é na descarga do misturador. Infelizmente, essa é também a posição em que o aerador é menos eficiente, ao menos em fundições dotadas de transportadores de areia e silos sobre as máquinas de moldar. Durante o transporte por correias ou no enchimento dos silos, a areia sofre quedas de alturas variáveis que tendem a reagregá-la; o armazenamento em silos muito profundos tem o mesmo efeito.

Um aerador colocado antes de cada máquina de moldar seria certamente, a solução ideal, mas esta não é adotada na maioria dos casos. Este posicionamento do aerador só é encontrado, via de regra, nas modernas insta1ações de moldagem automáticas, onde um pequeno número de máquinas de moldar (às vezes uma só) encarregam-se de toda a produção de moldes.

8.5 - Recirculação da areia usada Existem algumas fundições que descartam toda a areia resultante da desmoldagem e, portanto, empregam misturas totalmente novas para cada molde produzido. Essas fundições constituem, felizmente, a exceção e não a regra, embora elas não sejam um fenômeno raro dentre aquelas que empregam ligantes não argilosos em suas areias de moldagem.

Para a reuti1ização das areias já usadas em qualquer tipo de fundição contribuem fortes razoes econômicas, de modo particular, os altos custos de transporte de areia-base nova desde seus depósitos naturais até as fundições e das areias usadas para algum local conveniente. No

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caso de areias aglomeradas com argilas, às razoes econômicas somam-se as razões técnicas: não seria inteligente jogar fora um material com qualidades tão boas ou melhores que o original e ainda pagar duplamente por isso.

Diante das despesas diárias em que se incorreria para rejeitar o material de moldagem usado e substituir por materiais novos, os custos de manutenção e controle de um sistema de recirculação de areias constituem-se, sem dúvida, num investimento que paga altos dividendos.

a) Variações de composição num sistema de areia recirculante

Quando metal líquido é vazado num molde constituí do de areia, argila, água e aditivos, o calor dissipado através do molde provoca seu aquecimento a temperaturas suficientemente altas para causar a degradação da argila e dos aditivos.

Fig. 8.3 – Temperaturas registradas no molde a diversas distâncias da interface metal-molde; ferro fundido vazado a 1454°C em molde de areia verde.

O molde não é, entretanto, uniformemente aquecido a altas temperaturas: a figura 8.3 mostra, por exemplo, as variações de temperatura, a diversas distâncias da interface metal-molde, no caso de um cilindro com 6,5cm de diâmetro, de ferro fundido hipoeutético, vazado a 1454°C em molde de areia verde.

Nesse caso, as temperaturas máximas alcançadas em função da distância da interface metal-molde, podem ser representadas pelo gráfico da figura 8.4. Conhecidas as temperaturas em que ocorre a degradação da argila empregada, por exemplo, é possível calcular a massa de areia junto à interface que, após o vazamento terá toda a sua argila contida termicamente desativada.

Supondo, por exemplo, que a argila aglomerante seja uma montmorilonita ativada que se torne inerte a partir dos 500°C, a quantidade de areia afetada seria:

md×p LDD

×−⋅

4)( 22

500π

onde:

D500 = diâmetro da região onde as temperaturas máximas são iguais ou superiores a 500°C;

Dp = diâmetro da peça fundida;

L = comprimento da peça fundida e

dm = densidade do molde.

No caso em questão, supondo dm = 1,68 g/cm3, a massa de areia afetada é de, aproximadamente, 62,1 × L gramas. Adotando-se para o metal a densidade de 7,2g/cm3, a massa da peça é 238,9 × L gramas e a relação de massas fica:

Fig. 8.4 – Temperaturas máximasalcançadas no molde em funçãoda distância da interface (picos dafigura 8.3).

80

R = (areia afetada)/(metal fundido) = (62,1×L)/(238,9×L) ≈ 0,26

Isto significa que para cada tonelada de metal (ferro) fundido, 260 kg de areia serão aquecidos a temperaturas iguais ou superiores a 500°C e a argila aí contida se tornará permanentemente inerte.

Já se verificou que a forma das peças tem uma influência desprezível nas temperaturas máximas alcançadas no molde, embora seja o fator determinante da velocidade de transferência do calor do metal para o molde e, portanto, do tempo de solidificação (∗). De fato, as temperaturas alcançadas no molde dependem essencialmente da quantidade de calor a ele transferido pelo metal fundido; esta quantidade de calor é função da quantidade de metal vazado, de sua capacidade térmica, do grau de superaquecimento e do calor latente de solidificação segundo a expressão:

Q = m [cL (TV - TL) + C + cS (TL - TA)]

onde:

m = massa de metal vazado (kg)

cL = calor específico do metal líquido (kcal/kg°C)

cS = calor específico do metal sólido (kcal/kg°C)

C = calor latente de solidificação (kcal/kg)

TV = temperatura de vazamento (°C)

TL = temperatura liquidus (°C) e

TA = temperatura ambiente (°C)

Para efeitos práticos é possível relacionar o tipo e a quantidade de metal vazado à quantidade de areia que é aquecida acima de determinada temperatura crítica e, portanto, à quantidade de argila e/ou aditivos inutilizados pelo calor, bastando conhecer-se a porcentagem de argila ou outros componentes ativos na areia, conforme se comprovou através de determinações experimentais e levantamentos de dados em expressivo número de fundições americanas.

É conveniente ressaltar que os mencionados levantamentos de dados não detectaram grandes variações para a relação entre quantidade de bentonita tornada inerte e quantidade de metal fundido nas diversas fundições, o que indica que o tempo decorrido entre o vazamento e a desmoldagem também exerce pouca influência, ao menos para peças com espessuras até 8 cm aproximadamente.

É possível generalizar o raciocínio acima de modo a abranger qualquer argila ou aditivo, desde que se conheça a temperatura T a partir da qual ocorre sua degradação térmica. A partir dos dados das figuras 8.3 e 8.4 tem-se que as relações R entre a massa de areia aquecida acima de T°C e a massa de ferro fundido vazado serão os indicados na primeira coluna da tabela 8.I.

Multiplicando-se R pela porcentagem da argila ou aditivo considerado na areia e, dividindo-se por 100, obtém-se a quantidade (kg) desse material que é tornado inerte ou destruído, para cada quilograma de metal fundido.

(∗) A correlação entre o tempo de solidificação e as características da peca fundida é expressa, com boa

aproximação, pela regra de Chvorinov. Esta regra diz que o tempo de solidificação é diretamente proporcional a (V/A) onde V é o volume da peça e A a área de sua superfície.

81

A título de exemplo, suponha-se que uma areia deva trabalhar com 3% de pó de carvão e 7% bentonita cálcica ativos; imagine-se, ainda, que as condições de operação são tais que a areia do sistema é diluída com areia proveniente de machos, à razão de 180 kg/tonelada. Quais serão as adições de pó de carvão e de bentonita cálcica necessárias para se manter os teores de materiais ativos, se as respectivas temperaturas de degradação térmica são 600 e 400°C ?

Para o pó de carvão (T = 600°C), R = 0,210; a quantidade a ser adicionada é:

• para compensar a perda por degradação: Fig. 8.5 – Evolução de temperatura e temperaturas máximas

alcançadas em moldes de areia verde após fundição de peçasde aço e ferro fundido. Os números sobre as curvas indicam adistância da interface, em mm.

1000 × (0,210 × 3)/100 = 6,3kg/t

• para compensar a di1uição: (180 × 3)/100 = 5,4 kg/t, • totalizando 6,3 + 5,4 = 11,7 kg de pó de carvão por t de ferro fundido vazado.

Para a bentonita (T = 400°C), as quantidades a serem adicionadas serão:

• para compensar a perda por degradação: 1000 × (0,410 × 7) = 28,7 kg/t

• para compensar a di1uição: (180 × 7) / 100 = 12,6 kg/t (di1uição)

• totalizando 41,3 kg de bentonita cálcica por t de ferro fundido vazado.

O mesmo procedimento pode ser aplicado a outras combinações de ligas metálicas e materiais de moldagem, necessitando-se apenas da determinação, de modo confiável, das curvas de variação de temperatura no molde durante o vazamento.

A literatura técnica tem publicado um bom número de conjuntos de curvas como as da figura 8.3 que, em princípio, são uma boa fonte para que se calculem os valores de R aproximados, no caso das diversas ligas comerciais. Assim por exemplo, na figura 8.5, (a) e (b) mostram a evolução da temperatura em moldes usados para fundir esferas de aço com, respectivamente, 9 e 6 polegadas de diâmetro, enquanto que (b) refere-se a um cilindro de ferro fundido com

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1,5 polegadas de diâmetro e 12 polegadas de comprimento, fundido em molde estufado (seco). Os fatores R calculados a partir daquelas figuras são dados na tabela 8.I.

É interessante notar a boa aproximação dos valores de R nas duas últimas colunas, embora se tratem de duas peças com dimensões bem diferentes. Aliás, em termos de quilogramas de areia aquecida até T°C por quilograma de aço fundido, a esfera de 6” teve um efeito maior que a de 9” cujo volume é mais de três vezes maior. Isto se deve, provavelmente, a uma menor temperatura de vazamento no caso da esfera maior.

Tabela 8.I – Valores calculados de R (kg areia aquecida a T°C por quilograma de metal vazado)

Ferro fundido Aço (areia verde) T °C

Cilindro 2,5”

(areia verde)

cilindro 1,5” (areia

estufada)

esfera 9” esfera 6”

250 0,689 3,72 2,53 2,91 300 0,575 2,78 2,14 2,43 350 0,484 2,07 1,84 2,06 400 0,410 1,52 1,59 1,76 450 0,348 1,08 1,38 1,59 500 0,295 0,71 1,21 1,30 550 0,249 0,42 1,06 1,12 600 0,210 0,17 0,924 0,965 650 0,174 - 0,810 0,830

A comparação das duas primeiras colunas também é bastante instrutiva. Para o molde estufado R é menor nas altas temperaturas e maior nas baixas temperaturas do que para o molde verde. Isso indica que o emprego de moldes secos implica em maior durabilidade para bentonitas e outros aditivos com temperaturas de decomposição superiores a 600°C, do que a observada em moldes verdes. A provável explicação para isso é que, na ausência dos vapores d’água superaquecidos, os moldes secos são piores condutores de calor que os moldes verdes. Mas nestes, a formação da camada de condensação limita a condução de calor a baixas temperaturas.

As relações de massa de areia “afetada” e massa de metal vazado dão uma indicação muito boa daquilo que realmente ocorre na areia de moldagem em termos de desativação de argila ou aditivos. Os materiais inertes assim gerados, uso se acumulando no material de moldagem, a menos que este seja diluído com adições de areia nova e/ou areia resultante da desagregação dos machos na desmoldagem.

Com a reiteração dos ciclos de utilização, a composição da areia de moldagem tende a atingir um equilíbrio. Davies propõe um modelo matemático para exprimir a porcentagem de argila ativa no sistema após um número n qualquer de ciclos de utilização. Supondo que cada ciclo tem inicio no momento em que a areia deixa o misturador e definindo:

C = porcentagem de argila ativa no inicio do ciclo,

A= porcentagem de argila ativa na mistura inicial,

B = porcentagem de argila adicionada à areia a cada ciclo,

S = porcentagem de areia de moldagem perdida ou removida do sistema a cada ciclo e

83

substituída por areia nova mais argila e

i = porcentagem de argila tornada inerte em cada ciclo, ter-se-á, ao fim do 1º ciclo:

BiSAC +−

⋅−

⋅=100

)100(100

)100(1 ;

fazendo qiS=

−⋅

−100

)100(100

)100( , ao fim do 2º ciclo tem-se:

BqBqAC +⋅+⋅= 22

e assim sucessivamente, até que ao fim do n-ésimo ciclo:

BqBqBqBqAC nnnn +⋅++⋅+⋅+⋅= −− ...21

A soma dessa série é expressa por:

qqBqAC

nn

n −−

⋅+⋅=1

1

Como o valor absoluto de q é menor que 1, quando o número de ciclos n tende ao infinito,a série converge para:

qBC−

=1

ou

100)100(

100)100(1 iS

BC−

⋅−

−=

Assim, se as perdas e a renovação são mantidas constantes, a porcentagem de argila C se estabiliza ao fim de um número suficientemente grande de ciclos. Os valores de S e i observados em boa parte dos sistemas de areias das fundições são tais que essa estabilização ocorre após 10 ciclos, aproximadamente.

A duração de cada ciclo (em horas) pode ser obtida dividindo-se a quantidade total de areia no sistema pela produção horária de areia preparada. Assim, por exemplo, num sistema que contenha 200 t de areia e que a produção horária seja de 20 t/h, a duração de um ciclo é de 200 / 20 = 10 horas. A estabi1ização da composição da areia, após qualquer modificação introduzida, será alcançada após 10 ciclos × 10 horas/ciclo = 100 horas de operação.

Ojala e Schnay estendem o modelo de Davies, para exprimir a porcentagem de argila inerte no equilíbrio. Denominando

T = porcentagem total de argila (ativa + inerte) no inicio do ciclo e

I = porcentagem de argila inerte

tem-se, por definição, que CTI −=

Fazendo i = 0, a expressão de equilíbrio para a argila ativa transforma-se na equação de equilíbrio para a argila total T, de modo que:

SBT 100

=

então:

84

CS

BI −⋅

=100

substituindo B:

100100 s

SiCI −

⋅⋅

=

que é a expressão da porcentagem de argila inerte na areia de moldagem, no equilíbrio.

Essas mesmas expressões de C e I podem ser empregadas para qualquer dos constituintes da areia de moldagem. Juntamente com as relações R, consideradas anteriormente, elas se constituem num meio bastante eficiente de se avaliar com boa antecedência as alterações que poderão ocorrer no sistema de areia em conseqüência de variações introduzidas nos tipos e quantidades de materiais adicionados, nas relações areia/metal.

b) Temperatura da areia recirculante

O calor transmitido pelo metal fundido ao molde traz uma outra conseqüência, além das alterações de composição já mencionadas: o aquecimento da areia recirculante, os problemas resultantes desse aquecimento, nos casos em que o sistema de recirculação não fornece condições adequadas para a dissipação de calor, podem ser bastante sérios, como:

• areia de moldagem quente em contato com superfície metálica fria, resulta em condensação de umidade e aderência de areia à superfície metálica. Isto pode ocorrer em placas-modelo metálicas, com conseqüente dificuldade na extração e mau acabamento do molde.

• pelas mesmas razões, a areia de retorno e a areia preparada tendem a aderir às paredes dos silos e outros itens de equipamento (elevadores de canecas, por exemplo), diminuindo sensivelmente sua capacidade. Tem-se conhecimento de caso extremo em que um silo cilíndrico com 1,6m de diâmetro passou a conter uma camada tão espessa de areia aderida, que a seção útil do silo ficou reduzida a uns 60cm de diâmetro; nesse caso particular, a capacidade do silo ficou reduzida a 1/9 da original, o que provocou redução drástica da quantidade de areia efetivamente circulante na fundição e, consequentemente, elevação ainda maior da temperatura da areia.

• areias preparadas, com temperatura elevada, tendem a perder umidade rapidamente, dificultando o controle e resultando em moldes frágeis, com superfícies friáveis, o que causa inclusões de areia e mau acabamento superficial nas peças fundidas.

• tem sido demonstrado que a eficiência de operação do misturador fica completamente aleatória quando a areia é misturada a temperaturas superiores a 70°C; a faixa de 50 a 70°C parece ser de transição, onde os resultados da mistura são erráticos, sendo possível vez por outra, obter-se as propriedades desejadas na areia; abaixo de 50°C a operação de mistura torna-se reprodutível e controlável.

Quanto menor a relação entre peso de moldes e peso de metal vazado (ou relação areia/metal), tanto maior será a quantidade de calor absorvida pela areia de moldagem. Num sistema razoavelmente mecanizado, as oportunidades de dissipação desse calor serão aproximadamente constantes, de modo que uma linha de moldagem onde a relação areia/metal não varie muito, existe a tendência de estabilização da temperatura da areia.

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Embora outros fatores possam influir, a relação areia/metal é a principal determinante da temperatura da areia após a desmoldagem. As temperaturas médias mais prováveis são as seguintes:

Relação areia/metal

Temperatura média da areia (na desmoldagem)

(°C) 2/1 260 ou mais 3/1 160 4/1 120 5/1 75 7/1 60

Os números acima sugerem que uma forma eficiente de se evitar o problema de areia quente reside na adoção de elevadas relações areia/metal.

A dissipação do calor contido na areia dá-se pela conjugação dos seguintes mecanismos:

1º. A areia proveniente da desmoldagem contém porções que estavam junto à interface metal-molde, aquecidas ao rubro e, nesse caso, a radiação de calor é um fenômeno importante. O calor irradiado é transmitido ao ar circundante, que deve ser renovado para que o processo de transferencia de calor seja eficiente; isto significa que o mecanismo de radiação deve ser complementado pela convecçao.

2º. A areia quente, em contato com partes do equipamento de desmoldagem, transporte e armazenamento, perde calor por condução. Essa transferencia de calor será eficiente enquanto a diferença de temperaturas entre os materiais em contato for grande. Para que isso aconteça, é necessário que o calor transferido ao equipamento seja retirado, por exemplo, pelo ar circundante. Além disso, como a areia é má condutora de calor, é necessário que ela seja constantemente revolvida para que partes mais quentes tenham oportunidade de ceder seu calor às superfícies frias.

3º. A água contida no molde, ao se evaporar, absorve grande quantidade de calor: a evaporação de 1g de água absorve cerca de 560 calorias. Como o calor específico da sílica é de, aproximadamente 0,2cal/g.°C, a evaporação de 1 g de água contida em 100 g de areia, é capaz de reduzir a temperatura desta em

C°=×

282,0100

560

Como a umidade contida nos moldes é, em geral, superior a 3%, esse mecanismo seria teoricamente capaz de reduzir a temperatura da areia em mais de 80°C, contando apenas com a umidade original da areia de moldagem.

A eficiência deste mecanismo diminui à medida que a temperatura abaixa, pois a velocidade de evaporação da água depende de sua pressão de vapor e esta diminui com o abaixamento da temperatura. Além disso, os vapores formados devem ser removidos do ambiente, por meio de circulação de ar, para que a evaporação não seja cerceada.

Quando a areia está quente e úmida, a evaporação é, sem dúvida, o principal mecanismo de esfriamento. O melhor modo de aproveitar ao máximo esse mecanismo consiste em se homogeneizar a areia proveniente da desmoldagem, de modo que as partes frias e úmidas se misturem às quentes e secas. Posteriormente, o continuado revolvimento da areia, acoplado à remoção dos vapores formados, através de uma circulação forçada de ar, aceleram o esfriamento.

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Dispondo-se de equipamentos especiais para efetuar essas operações, é possível adicionar-se quantidades extras de água, cuja evaporação permitirá reduzir a temperatura da areia a níveis aceitáveis. Esse procedimento exige cuidados e controle. A quantidade extra de água adicionada para resfriamento é função da umidade remanescente na areia proveniente da desmoldagem e de sua temperatura. Como abaixo de 50°C a pressão de vapor da água é muito pequena (cerca de 1/10 da pressão atmosférica), a redução de temperatura por efeito de evaporação tem aí uma limitação prática, Portanto, toda água que exceder a quantidade necessária para redução de temperatura até cerca de 50°C permanecerá na areia e, se esse excesso for grande, o manuseio por esteiras, transportadores pneumáticos e elevadores de canecas ficará prejudicado, o mesmo acontecendo com o funcionamento dos silos de armazenamento.

A quantidade de água para resfriamento é, assim, limitada a:

% água extra para resfriamento ≈ 28

50−T - ( % umidade remanescente)

onde T é a temperatura da areia na desmoldagem.

Em certas situações é possível automatizar essa operação através de dispositivos capazes de dosar as quantidades de água adequadas, quando alimentados com informações fornecidas por sensores de temperatura e umidade da areia.

O que não se deve fazer é tentar aspergir água de resfriamento diretamente sobre a areia em correias transportadoras, pois os resultados se resumem, em geral, a problemas sérios no sistema de transporte devidos à má dispersão dessa água, com pouca redução na temperatura da areia.

A diminuição da temperatura obtida pela diluição da areia de retorno com areia nova fria é, em geral, muito pequena Se, por exemplo, a diluição é feita por adição de 5% de areia nova a 200°C e a temperatura da areia recirculante é de 500°C, a temperatura final é dada pela média ponderada:

CCC°=

°×+°× 5,48100

2055095

A redução obtida será de apenas 1,5°C. Como se vê, esse mecanismo só se torna importante para grandes diluições.

Certos misturadores permitem substanciais reduções na temperatura da areia. No entanto, essa opção só deve ser considerada em último caso, por duas razoes. Em primeiro lugar o resfriamento no misturador ocorre à custa de perda de umidade, o que, evidentemente é indesejável, pois dificulta sobremaneira o controle. Em segundo lugar, o esfriamento no misturador pressupõe que a areia chegue quente ao misturador e, portanto, que ela seja acumulada quente nos silos e isso, como já se viu, pode trazer problemas bastante sérios.

8.6 - Areia de faceamento O emprego de areia de faceamento decorre, em geral, da ocorrência isolada ou conjunta dos seguintes fatores:

• dificuldades no controle preciso da composição e das propriedades da areia;

• dificuldades em se conseguir esfriamento adequado da areia usada;

• capacidade de preparo de areias insuficiente;

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• requisitos de acabamento superficial acima da média ou produção de peças particularmente sensíveis a defeitos de expansão e

• fundição de ligas com propensão a reagir com os materiais comuns de moldagem.

Na maioria dos casos, o uso de areia de faceamento numa fundição mecanizada, produzindo peças em séries razoáveis, é desnecessária. Nessas condições seu emprego é em geral, indicativo de instalação inadequada.

Em fundições que trabalhem sob pedidos, com pequenas series e grandes variações nos portes das peças fundidas, o uso de areia de faceamento pode ser a única opção viável.

Com o uso de areia de faceamento, os dispêndios com aditivos e argila tendem a ser menores, mas essas diferenças tornam-se desprezíveis no longo prazo. De fato, se corretamente formulada e controlada, uma areia única só perde aditivos e a argila contidos numa pequena camada, junto à interface, com espessura em geral não superior a 3 ou 4 cm. Assim, para que se consigam economias de argilas e aditivos com o uso de faceamentos, a espessura empregada deve ser menor que a espessura da camada de areia termicamente afetada.

O uso de areia de faceamento não significa que o controle da areia de enchimento possa ser completamente dispensado; algum controle é necessário para que se mantenham níveis adequados de permeabilidade e resistência.

8.7 - Considerações finais

Das considerações feitas neste capítulo, fica evidente que o preparo da mistura pode ser considerado um constituinte essencial das areias de moldagem, ao lado da areia-base, da argila, da água e dos aditivos.

A simples presença de determinados ingredientes numa areia de moldagem de forma alguma garante sua eficiência. As areias de moldagem não são dimensionadas como o são, por exemplo, os concretos usados na construção civil, usando-se conceitos de resistência dos materiais. No caso de materiais de moldagem aglomerados com argila, a resistência à compressão a verde deve ser encarada não como verificação do cumprimento de uma especificação de propriedade mecânica, mas como uma avaliação de eficiência dos constituintes (principalmente da argila e da água) na tarefa de conferir aos moldes propriedades que pouco tem a ver com resistência mecânica.

Uma prova disso está no fato de que as perdas de peças por quebras de moldes sempre foram tão raras que jamais chegaram a merecer destaque nos inúmeros estudos que figuram na vasta literatura técnica referente aos materiais de moldagem. E, no entanto, os valores de resistência à compressão a verde observados nas areias de fundição têm sido elevados constantemente. Uma explicação plausível para esse fato é a de que, consciente ou inconscientemente, os fundidores buscam os benefícios advindos da presença de filmes argila-água mais completos sobre os grãos. Dessa maneira, obtém-se uma melhoria geral nas propriedades e no comportamento do material de moldagem; o aumento da resistência é uma conseqüência lógica mas não o objetivo visado.

O relato de um caso real, bastante curioso, pode reforçar essa idéia. Numa fundição em que se decidiu adotar métodos avançados de controle, detectou-se um problema mecânico no misturador que causava baixo aproveitamento da argila empregada. Sanada essa ralha, o misturador começou a distribuir de forma mais eficiente o aglomerante adicionado e as conseqüências disso foram, simultaneamente, uma redução dos defeitos devidos a expansão

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térmica e um aumento de resistência mecânica. Como as adições de argila permaneceram constantes nesse período, o teor de argila ativa na areia de moldagem não se alterou. Após um certo número de ciclos, observando que os valores de resistência à compressão ainda apresentavam tendência a aumentar, o responsável pelo controle da areia achou que deveria provocar a estabilização da resistência a verde e passou a reduzir as adições de argila. Os problemas de expansão térmica começaram a reaparecer, mas não foram associados à redução da argila. Com a diminuição da quantidade de argila na areia, o misturador passou a ser ainda mais eficiente. Como o sistema ainda não ha via atingido o equilíbrio, esse aumento de eficiência, mesmo com menor quantidade de argila, resultou em novo aumento de resistência que foi respondido com nova redução da adição de argila. A incidência de defeitos de expansão agravou-se ainda mais.

Esta história teve final feliz. O bom senso final mente mostrou que a resistência à compressão não pode ser fixada como um objetivo prioritário, mas deve ser encarada como um efeito de fenômenos muito mais importantes.

Deste caso podem ser tiradas algumas lições.

A primeira é que o controle de areias não terá sentido se ficar restrito às observações feitas em laboratório.

A segunda é que o critério que determina se uma areia de moldagem é boa é o fato de produzir peças boas e não o simples atendimento a determinada especificação baseada em características tecnológicas.

A terceira é que a prudência é essencial quando se trata de introduzir modificações num sistema de areia recirculante: como o equilíbrio não é atingido de imediato, as deduções apressadas tendem a se basear em hipóteses que não são válidas.

Finalmente, como muitos pontos relativos à tecnologia de materiais de moldagem ainda permanecem controvertidos, a ponderação cuidadosa de fatos observados é a única forma de se chegar às respostas certas. Isto só será possível se, nessas ponderações, forem suprimidos os juízos e conceitos prévios que não se baseiam em princípios comprovados e lógicos. E não são poucos os conceitos de aceitação generalizada que não resistem a uma análise mais profunda.

Um desses falsos conceitos - o de que existe algo como “tempo excessivo de mistura”, ou “over-mulling” - resultou, provavelmente, da abordagem simplista de casos semelhantes ao acima relatado.

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9. DEFEITOS DEVIDOS AOS MOLDES

Pode-se definir defeito em peça fundida ou defeito de fundição como sendo qualquer desvio em relação à qualidade especificada para a peça fundida. Esse termo não abrange, normalmente, a composição química e a qualidade metalúrgica da peça, mas principalmente os aspectos relacionados a:

• sanidade interna da peça fundida ou ausência de descontinuidades como vazios produzidos por contração ou gás, trincas, inclusões etc.),

• precisão dimensional ou geometria da peça fundida, e

• estado da superfície ou acabamento superficial.

A qualidade do molde pode ter influência direta sobre estes três aspectos da qualidade da peça fundida e, algumas vezes, sobre a sua qualidade metalúrgica. No Capítulo 3 foram discutidos os atributos que são exigidos dos moldes e, particularmente em § 3.2, os fenômenos que podiam levar à ocorrência de defeitos.

Neste Capítulo serão abordados os mecanismos responsáveis pela formação de alguns dos defeitos mais importantes observados em peças fundidas e a maneira pela qual os princípios expostos até aqui podem ser aplicados para evitá-los.

O conhecimento desses mecanismos não tem a finalidade de meramente satisfazer uma curiosidade científica, mas indica os fatores que determinam o aparecimento dos defeitos e, conseqüentemente, os meios de saná-los.

O mecanismo de formação de um determinado defeito só pode ser considerado como dominado se, a qualquer momento, for possível reproduzir esse defeito não só quanto ao tipo, mas também quanto à intensidade.

Devido à diversidade de peças produzidas em uma fundição, é prudente que a formulação e o processamento da areia de moldagem e dos moldes proporcionem uma certa segurança, de modo que pequenas e inevitáveis variações no processo não ocasionem o aparecimento de defeitos. A definição dessa margem de segurança só será possível se os mecanismos que causam os defeitos forem perfeitamente conhecidos.

Algumas fundições utilizam-se desses conhecimentos para criar certas peças em que algumas das solicitações impostas ao molde são exageradas. Periodicamente, a areia do sistema é usada para moldar uma dessas peças, podendo-se, assim, detectar a tempo, variações tendentes a diminuir a margem de segurança e, eventualmente, causar um surto de defeitos.

Infelizmente, nem todos os defeitos de fundição mais comuns têm seus mecanismos de formação completamente entendidos e, nas considerações que se seguem, algumas das explicações oferecidas não são mais que hipóteses muito prováveis.

Apenas no intuito de facilitar a discussão, sem pretensão de propor uma classificação, os defeitos serão agrupados de acordo com suas características mais gerais:

• movimentações de paredes do molde, sem ruptura,

• movimentações de paredes do molde, com ruptura,

• erosão e

• gases.

91

9.1 – Movimentações de paredes do molde, sem ruptura

As paredes de um molde de areia podem movimentar-se durante e principalmente após o vazamento, tanto no sentido de alargar a cavidade do molde, como de diminuí-la. Em qualquer dos casos, os esforços que atuam sobre as paredes do molde são decorrentes de duas causas.

A primeira é a pressão exercida pelo metal líquido, que pode ser estática (também dita pressão metalostática) ou dinâmica.

A pressão estática é diretamente proporcional à profundidade do ponto considerado em relação ao nível superior do líquido metálico. A pressão dinâmica é exercida pelo fluxo de metal em movimento, quando obrigado pelo molde a mudar de direção; trata-se de fenômeno idêntico ao que causa a movimentação de um rotor de turbina hidráulica e o esforço resultante depende da velocidade do fluxo metálico e da mudança de direção sofrida.

Uma outra modalidade de pressão exercida pelo metal sobre as paredes do molde pode ocorrer na solidificação de ferros fundidos grafíticos com elevado carbono equivalente, que podem expandir-se, ao invés de se contraírem como a maioria das ligas metálicas.

A segunda causa de esforços sobre as paredes do molde é a acumulação de tensões devidas à expansão térmica da areia-base.

As pressões exercidas pelo metal sempre tendem a alargar a cavidade do molde, enquanto que os esforços decorrentes de expansão térmica podem ter tendência igual ou contrária a essa, dependendo da geometria da cavidade. Em moldes socados brandamente o efeito da expansão térmica é desprezível; a movimentação da parede, nesse caso, pode ser atribuída inteiramente à pressão exercida pelo metal e a tendência é sempre a de aumento da cavidade.

Esse fenômeno, denominado “inchamento do molde”, é tanto mais pronunciado quanto maior a coluna de metal líquido (por exemplo, peças de grande porte e/ou vazadas em pé) e quanto mais brando o socamento. Mas quando a pressão estática exercida pelo metal líquido é complementada pela expansão na solidificação (caso de peças de ferro fundido grafítico), o inchamento pode ocorrer mesmo em peças finas vazadas horizontalmente.

Como resultado do alargamento da cavidade do molde, as peças fundidas apresentam algumas dimensões maiores que o especificado e, em geral, porosidade interna. Esta decorre do fato de que a quantidade de metal líquido que ocupa o molde (cavidade da peça, canais e massalotes) imediatamente após o vazamento, torna-se insuficiente após o inchamento da cavidade. Uma quantidade extra de metal líquido é transferida dos massalotes para a peça, até um ponto em que aqueles deixam de funcionar adequadamente. Dessa maneira, as peças que apresentem maior aumento de peso em relação à média são aquelas em que a ocorrência de porosidade interna é mais provável.

Esse tipo de alargamento da cavidade do molde é, portanto, conseqüência de compactação insuficiente do molde ou, em outras palavras, de rigidez insuficiente. É conveniente notar, neste ponto, que muitas vezes confunde-se dureza superficial com rigidez, que são, na realidade, características bem distintas; certas formas de compactação permitem que se alcancem altas durezas superficiais e densidades bastante baixas imediatamente abaixo da superfície. Nessas condições o inchamento da cavidade do molde pode ser até agravado, já que a camada superficial densa torna-se mais sensível aos efeitos da expansão térmica.

O fenômeno de inchamento acima descrito ocorre quando a pressão exercida pelo metal, líquido ou em fase de solidificação, complementada ou não pelas tensões decorrentes de

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expansão térmica, é suficiente para comprimir ainda mais a areia do molde. Obviamente, a solução para esse problema consiste na obtenção de moldes mais rígidos, o que pode ser conseguido com altas intensidades (ou pressões) de compactação, desde que a areia de moldagem empregada apresente elevadas escoabilidade e consistência (resistência à compressão). Ambas as características podem ser aumentadas com a redução do teor de umidade, isto é, usando-se baixas relações água-argila. Mas isso tende a reduzir a plasticidade e, eventualmente, dificultar a retirada do modelo. Pode ser necessário, então, aumentar o teor de argila para que a deformação antes da ruptura seja mantida acima de um certo mínimo, como demonstrado nas figuras 6.10 (a) e (b) (Cap. 6).

À medida que se aumenta a densidade do molde por efeito de maior energia de compactação, maiores são as tensões de compressão induzidas nas camadas superficiais do molde pela expansão da areia-base, passando estas se constituir em fator importante para a movimentação das paredes.

As tensões de compressão devidas à expansão térmica podem ser reduzidas pelo aumento da plasticidade a quente, o que se consegue com o emprego de aditivos do tipo pó-de-carvão, piche, amidos e outros (v. Capítulo 7).

Com a utilização cada vez mais generalizada de moldagem a altas pressões (pressões específicas superiores a 7 kgf/cm2) o inchamento puro e simples deixa de existir, mas aspectos mais sutis de movimentação de paredes do molde tornam-se importantes devido à melhor precisão dimensional que esses moldes permitem.

Em moldes muito densos pode haver movimentação das paredes no sentido de diminuir ou de aumentar a cavidade, conforme predominem formas côncavas ou convexas, como esquematizado na figura 9.1.

Em certas condições, o fenômeno de penetração pode estar associado ao de movimentação das paredes do molde. Trata-se aqui de uma associação do tipo causa e efeito e não apenas de simultaneidade, como é o caso da penetração que ocorre juntamente com o inchamento em moldes pouco densos (mal socados) simplesmente em decorrência da existência de poros de grandes dimensões.

A associação entre penetração e movimentação de paredes do molde neo é muito freqüente, mas pode ocorrer em moldes muito densos, sendo mais observada na fundição de ferros fundidos de alto poder grafitizante, principalmente quando fortemente inoculados. Se a geometria da peça for favorável à diminuição da cavidade do molde enquanto o metal ainda está líquido, o aumento da pressão interna pode provocar penetração generalizada. Esta condição pode ser agravada por uma eventual expansão do metal na solidificação. Fig. 9.1 – A movimentação das paredes

do molde pode provocar aumento ou diminuição da cavidade, dependendo da predominância de formas côncavas ou convexas.

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O defeito pode ser amenizado ou eliminado por medidas que provoquem aumento da plasticidade a quente, mas, muitas vezes, faz-se necessária a introdução de algumas modificações metalúrgicas na liga ou alterações no sistema de canais.

É preciso cuidado para não confundir esta penetração com um outro tipo que também ocorre em moldes de alta densidade e que será discutido mais adiante.

9.2 - Movimentações de paredes do molde, com ruptura Quando a constituição do material de moldagem e a densidade do molde são tais que a acomodação dos grãos que se expandem durante o vazamento fica dificultada, o resulta do pode ser o aparecimento de trincas na superfície do molde, com o destacamento parcial ou completo de camadas superficiais. A intensidade do fenômeno é variável dependendo de várias circunstâncias e os defeitos resultantes podem receber várias denominações. É possível distinguir três tipos, cujos mecanismos de formação e aspectos são esquematiza dos na figura 9.2.

O defeito denominado rabo-de-rato é comumente observado em peças com faces planas horizontais na caixa de baixo, principalmente nos casos em que os canais de ataque ejetam um filete de metal líquido que atravessa essa face no inicio do enchimento (sistema pressurizado). Nessas condições, uma ou mais faixas relativamente estreitas da face inferior do molde são fortemente aquecidas, enquanto o restante do molde permanece comparativamente frio. A expansão térmica da areia em contato com o filete de metal líquido gera tensões que acabam por provocar o esmagamento da areia imediatamente adjacente até o eventual aparecimento de uma fissura que acompanha o percurso do metal. Quando o enchimento se completa, o metal líquido retrata essas fissuras (figura 9.2 (a)).

Fig. 9.2 - Rupturas da parede do molde devidas a expansão térmica.

Os rabos-de-rato podem ser encontrados em peças fundidas com qualquer liga metálica vazada em temperaturas superiores à de inversão do quartzo. Como o aquecimento da faixa do molde afetada se dá por condução decorrente do contato direto do metal líquido com a areia, não só a temperatura influi, mas também qualquer circunstância que promova um melhor contato entre o filete de metal e o molde, de modo a favorecer a transferência rápida de calor. Portanto, a severidade do defeito deve ser tanto maior quanto menor a tensão interfacial metal-molde e, evidentemente, quanto maior a temperatura do metal. Já foi visto que baixas tensões interfaciais existem, por exemplo, nos contatos alumínio-molde ou ligas oxidadas de ferro-molde, sendo de se esperar, nesses casos, maior tendência à formação de rabos-de-rato. E, em se tratando de um efeito de expansão térmica, sua intensidade é aumentada com o grau de adensamento do molde, com a imperfeição da distribuição de argila

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sobre os grãos, com o uso de argilas que não se contraem quando perdem água e com baixa plasticidade a quente.

Do ponto de vista de mecanismo de formação, o rabo-de-rato pode ser considerado um caso particular do fenômeno de descascamento (∗).

Foi Levelink quem primeiro chamou a atenção para a importância da resistência da camada de condensação de umidade na suscetibilidade à formação de defeitos de expansão. Mas a explicação do mecanismo completo resultou de trabalho de Boenisch e Patterson.

O descascamento ocorre tipicamente em peças que apresentem uma face superior relativamente horizontal e extensa. Nessas condições, durante o preenchimento da cavidade com metal líquido, aquela superfície é submetida a aquecimento por radiação e isto provoca a vaporização da umidade contida na camada superficial do molde. O metal em ascensão age como um êmbolo em movimento dentro do molde, os vapores d'água (e outros gases) formados são forçados para o interior da parede do molde onde, encontrando regiões mais frias (temperaturas inferiores a 100°C) eles condensam. A camada de condensação assim formada não é estática, mas progride para o interior da parede à medida que a isoterma de 100°C avança.

Assim, num instante qualquer durante o vazamento, a parede do molde apresenta quatro regiões distintas: uma camada superficial da qual a umidade foi removida e que pode alcançar temperaturas superiores à da inversão do quartzo, antes que ocorra contato com o metal líquido; uma segunda camada logo a seguir, cuja temperatura está acima de 100°C e que está em processo de secagem, dita camada de transporte de vapor; a seguir vem a camada de condensação de umidade e, depois desta, o restante do molde apresenta-se inalterado.

Em decorrência do excesso de água na camada de condensação, essa região exibe menor resistência mecânica e maior plasticidade a verde do que o restante do molde, constituindo-se numa porção crítica, particularmente, suscetível de adensamento adicional (como o que ocorre no inchamento) ou de ruptura por tração.

A expansão dos grãos na camada superficial seca produz tensões tendentes a aumentar a área dessa camada e, se a face superior da cavidade do molde não for imediatamente suportada pelo próprio metal líquido, estas tensões provocarão o destacamento da camada térmica afetada, assim que os esforços de tração resultantes superarem a resistência do “elo mais fraco”, que é a camada de condensação (figura 9.2 (b)).

Boenisch e Patterson desenvolveram métodos para a medida da resistência à tração da camada de condensação (“resistência à tração a úmido”, RTU) e da tensão de compressão devida à expansão e estudaram os efeitos de diversos constituintes da areia de moldagem. Correlacionando os valores obtidos com o comportamento prático das diversas areias ensaiadas, para tempos de vazamento variáveis, aqueles pesquisadores elaboraram o diagrama da figura 9.3.

O exame desse diagrama evidencia que o tempo necessário para ocorrência do defeito de descascamento é função da resistência da camada de condensação e da tensão de compressão devida à expansão.

O defeito pode, portanto, ser eliminado pela adoção de medidas corretivas na areia de moldagem ou, o que às vezes é mais fácil, redução do tempo de vazamento. (∗) Na literatura técnica de língua inglesa, o termo usado é “scab”, que tem um significado amplo, podendo

designar qualquer destacamento de camada superficial do molde. Variações terminológicas como “solid scab” e “expansion scab” são também empregadas, de acordo com a causa do destacamento. Em francês usa-se o termo “gale”. No Brasil têm sido usadas designações mais variadas como “crostas”, “chagas” e outras.

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Fig. 9.3 – Modos de determinação da tensão de compressão devida àexpansão térmica e da resistência à tração na zona de condensação deumidade (RTU); construção do diagrama de descascamento.

No que diz respeito à areia de moldagem, a resistência da camada de condensação pode ser melhorada por:

• uso de menores relações água/argila ou, para um dado teor de argila, menores teores de umidade;

• emprego de argilas com menor sensibilidade ao aumento do teor de umidade na camada de condensação; as montmorilonitas sódicas, naturais ou ativadas, são mais resistentes ao umedecimento que as demais argilas e, por essa razão, apresentam os melhores resultados;

• aumento do teor de argila;

• aumento do ciclo de mistura;

• emprego de aditivos que proporcionem aumento de resistência com alta umidade, como os amidos.

A tensão de compressão, por outro lado, pode ser reduzida por:

• emprego de montmorilonitas (bentonitas) sódicas em razão da maior contração que elas proporcionam quando perdem água; elevados teores de bentonita e ciclos de mistura longos dão contribuição adicional nesse sentido;

• aumento da plasticidade a quente, pelo uso de aditivos como pó-de-carvão, pó-de-madeira, amidos, piche, e outros;

• redução da densidade do molde, pela diminuição da intensidade de socamento;

• emprego de areias-base com distribuições mais espalhadas, conforme discutido no Cap. 4;

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• emprego de areias-base menos expansivas que as de quartzo (olivina, cromita, zirconita);

• secagem superficial do molde;

• redução da temperatura na camada termicamente afetada pelo aumento de permeabilidade ou uso de respiros.

Existem evidências de que defeitos com descascamento e outros relacionados à expansão da areia-base, são mais intensos quando se usa areia totalmente nova ou elevadas proporções de areia nova, situação comum em fundições que utilizam areias de faceamento. Dois fatores provavelmente se somam para que as areias recuperadas dêem melhor resultado: a presença de argila inerte na forma de grãos oolíticos, que tendem a expandir menos que os grãos puros e o efeito cumulativo de repetidos ciclos de mistura, proporcionando filmes de argila mais uniformes sobre os grãos. Se um desses fatores predomina sobre o outro é algo a ser comprovado.

Alguns estudiosos têm correlacionado a incidência de defeitos de expansão em função apenas da expansão térmica e da deformação a quente (que é uma medida da plasticidade a quente), demonstrando que, em muitos casos, quando o valor da deformação excede o da expansão em toda a faixa de temperaturas atingidas pela superfície do molde, não há ocorrência de defeitos de descascamento ou rabos-de-rato. Essa abordagem, apesar de parcial - pois, ignora o efeito da camada de condensação de umidade - é mais simples e satisfaz em bom número de casos.

Em determinadas condições, ocorre um tipo de descascamento em que não se desenvolvem tensões de compressão apreciáveis, isto é, a movimentação e o destacamento da camada afetada dão-se livremente, necessitando apenas cisalhar a camada de condensação de umidade. Esse tipo de defeito, esquematizado na figura 9.2 (c) e nas faixas centrais da figura 9.4, é mais raro que o descascamento típico, mas pode ser evitado pelos mesmos meios.

Fig. 94 – Esquema da seqüência de formação de diversosdefeitos devidos à expansão térmica da face do molde. Nasduas faixas centrais estão representadas situações em que osdefeitos ocorrem praticamente sem que se desenvolvamtensões apreciáveis.

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9.3 - Erosão ou lavagem Mau aspecto superficial não é o único e nem o mais importante efeito da erosão do molde pelo fluxo de metal líquido. Em alguns casos, a rugosidade superficial decorrente de erosão mal pode ser percebida. No entanto, os grãos de areia arrancados de diversos pontos do molde, particularmente do sistema de canais, tendem a ficar no interior da peça, em geral sub-superficialmente, agrupados em determinadas regiões.

Essas inclusões de areia, mais que o mau aspecto superficial, é que são, em geral, a causa de rejeição.

Como o fenômeno de erosão é conseqüência da ação mecânica do fluxo de metal líquido, é claro que as características do escoamento do metal nos canais e na cavidade são de importância fundamental. A redução da turbulência conseguida com baixas velocidades de escoamento permite, em grande parte dos casos, a eliminação do problema. É importante lembrar que baixas velocidades de escoamento não implicam necessariamente em baixas vazões e longos tempos de vazamento. Os canais de enchimento do molde podem ser dimensionados, a partir de um tempo de vazamento desejável, de modo que a velocidade do metal, vale dizer, a turbulência, seja mantida dentro de limites seguros. Esses sistemas de canais tendem a proporcionar um rendimento, em termos de peso de peças em relação ao peso total (peças + canais), menor que os que se obtêm com sistemas de alta velocidade e por isso tendem a ser evitados. Mas quando se trata de produzir peças de alta qualidade, essas diferenças de rendimento podem ser compensadas pela redução do refugo devido à erosão e a outras causas até mais importantes (oxidação, gases e seus efeitos).

Não se dispõe ainda de uma explicação para a ocorrência de erosão em função de propriedades de resistência mecânica, embora se afirme que sua intensidade é tanto maior quanto menor a resistência a seco. Mas esta é uma propriedade medida à temperatura ambiente e parece ter pouca relação com o fenômeno de arrancamento dos grãos pelo fluxo de metal a alta temperatura. A afirmação é possivelmente baseada na observação de que moldes secos ao ar são normalmente mais suscetíveis à erosão do que os moldes que têm, no vazamento, a umidade original. Isso sugere que a resiliência deve ser um fator importante.

Por outro lado, observa-se que os moldes secos ao ar são mais friáveis que os secos em estufa ou com ar quente e que estes são menos erodidos que aqueles. As razoes para essa diferença de comportamentos também não são conhecidas, porque a própria natureza da friabilidade de moldes aglomerados com argila é uma incógnita. É provável, entretanto, que ela deva estar ligada à imperfeição da distribuição da água nas lamelas de argila, pois sabe-se que com ciclos mais prolongados de mistura os problemas de superfícies e, principalmente, bordas friáveis nos moldes diminuem. Numa mistura imperfeita seca ao ar, as ligações (ainda que tênues) da água livre que existiam no molde úmido, são removidas, deixando grãos praticamente soltos na superfície. Na secagem por elevação de temperatura criam-se condições para adsorção de água nas posições ainda não ocupadas das lamelas de argila (é sabido que o aumento de temperatura favorece a adsorção de água nas argilas), de modo que as fracas ligações devidas à água livre (simplesmente adsorvida) podem ser substituídas por ligações mais fortes. Ainda que simples conjecturas, pois não existem evidências experimentais que as suportem, essas considerações não contrariam fatos observados.

A erosão ou lavagem e a conseqüente formação de inclusões nas peças podem ser reduzidas ou eliminadas, portanto, por medidas que, ou evitem a secagem rápida ao ar, ou suprimam os efeitos danosos dessa secagem.

Já foi visto anteriormente que a areia quente é a principal causa da secagem rápida e que

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tempos de mistura prolongados e procedimentos corretos de mistura tendem a reduzir a friabilidade dos moldes secos ao ar.

Outros fatores que influem são:

• tipo de argila usada: argilas que adsorvem água com maior facilidade são, para as mesmas condições de mistura, menos sensíveis à perda de água por secagem ao ar;

• a velocidade de secagem ao ar aumenta com o aumento da permeabilidade da areia;

• a friabilidade tende a ser menor em areias finas do que em areias grossas e em areias de distribuição concentrada do que em areias com distribuição espalhada e

• o emprego de amidos e dextrinas possibilita a retenção da plasticidade da areia numa faixa mais ampla de teores de umidade, o que vale dizer, areias contendo esses aditivos são menos sensíveis à secagem ao ar e apresentam menor friabilidade.

Além dos problemas de erosão, ao reduzir a velocidade de secagem ao ar, essas providências podem sanar um outro problema, que é o da dificuldade de colocação de machos nas marcações enrijecidas e friáveis de moldes parcialmente secos ao ar. Nessas condições é praticamente inevitável que alguma areia seja desalojada das marcações e fique solta no interior da cavidade.

9.4 - Gases Os defeitos devidos a gases são, talvez, os mais complexos e de solução mais difícil. Uma boa parte dos defeitos de fundição tem duas componentes, uma ligada ao processamento da areia e dos moldes e outra ligada ao processamento do metal e à maneira como o metal é introduzido no molde. Viu-se nos parágrafos anteriores que, em muitos casos, essas componentes são mutuamente compensáveis, de modo que erros ou inadequações relativos aos moldes podem ser compensados no processamento do metal e projeto de canais e vice-versa.

Os problemas de gases, entretanto, não parecem ter esse caráter, embora existam umas poucas exceções.

Os gases que geram defeitos em peças fundidas podem estar contidos no metal líquido antes do vazamento ou serem absorvidos pelo metal durante o preenchimento do molde ou ambos. O efeito final será o mesmo, isto é, cavidades em geral arredondadas, com superfícies lisas no interior da peça, sendo difícil, pela simples aparência das cavidades, distinguir a fonte.

Fig. 9.5 – A solubilidade de gases em ligas metálicas é, geralmente, bem mais alta no líquido que no sólido, como ocorre com o hidrogênio em ligas de alumínio. Os metais líquidos podem dissolver gases em

quantidades ponderáveis, conforme a liga metálica

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e o gás considerado. As curvas de solubilidade de gases nos metais em função da temperatura, têm genericamente a forma apresenta da na figura 9.5.

Um gás que esteja dissolvido num líquido metálico tem sua solubilidade diminuída à medida que a temperatura cai. No caso de uma peça que está solidificando no interior de um molde, o gás dissolvido vai se difundindo das regiões mais frias para as mais quentes onde a solubilidade é maior. Nas últimas regiões da peça a se solidificarem a concentração de gases é, portanto, bem mais alta que a concentração média inicial. Como o limite de solubilidade dos gases no sólido é bem inferior ao que prevalece no líquido, a quantidade de gás que excede esse limite forma bolhas cujas dimensões e forma dependem do modo de solidificação do metal e da natureza do gás.

Em decorrência disso, as localizações mais prováveis para os defeitos de bolhas formadas por gases dissolvidos no líquido, são os centros de massa ou pontos-quentes (∗).

As fontes de gases externas ao molde são tão variadas e dependentes do tipo de metal fundido, que não cabe sua abordagem neste texto.

A evolução rápida de gases do molde durante o vazamento pode trazer dois outros tipos de problemas além da formação de bolhas:

• a pressão de gases no interior do molde, durante o vazamento, pode elevar-se a ponto de impedir o preenchimento completo da cavidade; nesse caso produz-se o defeito de mau enchimento (“misrun” na literatura inglesa). Um caso particular desse problema é a chamada junta fria ou fecho frio, em que duas frentes concorrentes de metal líquido só conseguem encontrar-se quando sua temperatura já está baixa demais para que formem uma ligação; outras causas podem intervir neste tipo de defeito.

• a pressão de gases em determinados pontos da parede do molde pode expulsar uma certa quantidade de areia, causando superfície grosseira ou, em casos mais graves, uma protuberância na peça, às vezes denominada crosta (“solid scab”). Nesse caso, certamente serão encontradas inclusões num outro ponto da peça.

a) Mal enchimento

Deve-se, de início, ressaltar que o mau enchimento pode ser devido à baixa temperatura de vazamento do me tal, que é, aliás, a causa mais freqüente e cujo remédio é óbvio.

Se o defeito for devido a gases, a correção mais simples consiste em se reduzir a quantidade de substâncias formadoras de gases ou vapores na areia (a umidade costuma ser o fator mais importante) ao invés de se procurar aumentar a permeabilidade, como freqüentemente sugerido. Não obstante, para que se tenha mais garantia de sucesso, o emprego de respiros (aumento artificial da permeabilidade) é uma medida eficaz. Neste caso, o aumento da temperatura de vazamento não resolve o problema e ainda pode causar outros.

Em certos casos, a obtenção de peças incompletas está ligada a uma associação de alta pressão de gases no molde e elevada velocidade de vazamento, de modo que a solução mais simples pode ser a de vazar mais lentamente. Este tipo de defeito não pode, na realidade, ser chamado de mau enchimento e é, às vezes, denominado enchimento incompleto. A elevada pressão de gases em determinadas regiões da cavidade do molde pode impedir que o metal (∗) São denominados pontos quentes as regiões da peça que, por sua massa ou por outras condições menos

favoráveis de transferência de calor para o molde, permanecem a temperaturas mais altas que as regiões vizinhas durante todo o processo de solidificação da peça.

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progrida à velocidade correspondente à vazão com que é vertido no canal de descida, de modo que este pode transbordar, dando ao vazador a impressão de que o enchimento da cavidade já se completou. Alguns segundos após a interrupção do vazamento, a pressão de gases e aliviada e o metal desce no canal de descida, mas não em volume suficiente para completar o enchimento da cavidade.

Já o mau enchimento típico é devido à perda excessiva de calor do metal para o molde durante o enchimento em decorrência da baixa vazão provocada pela contrapressão de gases na cavidade. As partes incompletas da peça apresentam bordas arredondadas e falta de definição nos detalhes. Quando os gases são provenientes da decomposição de pó-de-carvão ou piche essas superfícies mostram-se brilhantes, recobertas com uma camada de carbono vítreo.

O defeito é mais freqüente em peças finas, pois nessas condições, o fluxo de metal tem oportunidade de manter contato com ambas as faces do molde, perdendo calor mais rapidamente. Nesse caso, mesmo uma quantidade moderada de gás na cavidade do molde já pode provocar o defeito. A abertura de respiros nas últimas posições a serem preenchidas é, em geral, suficiente para eliminar a possibilidade de defeito. A esse respeito, é importante lembrar que as últimas posições a serem preenchidas pelo metal líquido não são, necessariamente, as mais distantes dos canais de ataque, podendo mesmo estar muito próximas destes. Isto dependerá da velocidade do metal que flui dos canais de ataque; com altas velocidades (situação geralmente indesejável) os jatos de metal líquido podem atingir as extremidades opostas da cavidade do molde e a frente de metal líquido progredirá em direção aos canais de ataque, junto aos quais estarão as últimas regiões a serem preenchidas.

Vale mencionar aqui que determinações experimentais efetuadas por Locke e Ashbrook não conseguiram detectar pressões de gases, em moldes, suficientemente altas para, por si só, causarem problemas de enchimento. Assim, eliminados certos casos óbvios, o mau enchimento deve ser atribuído aos efeitos somados de baixa temperatura de vazamento e contrapressão de gases na cavidade do molde.

b) Crostas devidas a gases

Muitas vezes a aparência destes defeitos se assemelha à daqueles causados por expansão ou por erosão localizada devido à incidência de jato metálico sobre a parede do molde.

As crostas devidas a gases, assim como alguns fenômenos de erosão, também dependem da incidência localizada de um jato de metal líquido, mas o fator determinante da ocorrência do defeito, neste caso, é o superaquecimento de uma determinada região do molde e o conseqüente desenvolvimento de altas pressões de gases ou vapores abaixo da superfície. Quando essa pressão supera um valor crítico, uma porção é destacada do restante e carregada pelo metal líquido.

As probabilidades de ocorrência do defeito são maiores na fundição de peças de porte razoavelmente grande, em moldes com elevado teor de umidade e baixa permeabilidade. As crostas desse tipo formam-se com maior freqüência nas superfícies inferiores das peças, porque esses locais, são mais sujeitos à incidência de jatos localizados provenientes dos canais de ataque e menos suscetíveis de ventilação apropriada.

A não ser que a elevação da pressão sub-superficial no molde seja devida à presença de pelotas de argila e finos, ou de aditivos orgânicos mal distribuídos na areia (v. Capítulo 8), situação em que o defeito não terá localização preferencial, é muito provável que os efeitos da expansão térmica desempenhem um papel não desprezível no mecanismo da formação de

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crostas. De qualquer forma, as providências a serem tomadas para sanar este problema são semelhantes às adotadas nos casos de defeitos devidos à expansão térmica (v. § 9.2).

c) Defeitos de gases propriamente ditos

Os defeitos discutidos em § 9.4 (a) e (b) são decorrentes da presença de gases na cavidade do molde, mas não resultam em cavidades preenchidas por gases na peça final.

Os defeitos de gases propriamente ditos apresentam-se com características variadas, conforme as espécies de gases que os originam e os mecanismos que regem sua formação.

Como já se comentou anteriormente, é muito difícil distinguir-se a origem do gás que provoca o defeito, embora seja possível discernir entre gases presentes no metal antes do vazamento e aqueles captados no próprio molde. No teste de vazamento sob pressão reduzida, uma amostra de metal pronto para fundir as peças é vertida num molde isento, ou com quantidade desprezível, de substâncias formadoras de gases, e deixada solidificar sob pressão reduzida. Se o botão solidificado, figura 9.6, apresentar-se “sadio”, então qualquer indício de gás na peça poderá ser atribuído a condições reinantes no molde ou relativas à própria operação de vazamento.

Mesmo defeitos comuns do tipo “sopro” (“sopro do macho”, “sopro do molde”), que podem ser atribuídos a gases do molde (ou do macho) que conseguiram perfurar uma fina camada solidificada e alojar-se no interior da peça próximo à superfície, não têm seu mecanismo de formação satisfatoriamente explicado. Na realidade, os sopros ocorrem, via de regra, em cantos da peça que, por serem pontos quentes, constituem-se em regiões em que se tem, ao mesmo tempo, baixa velocidade de solidificação do metal e alta velocidade de evolução de gases na areia. Em outras palavras, se o metal estiver gaseificado, as bolhas provenientes de gases dissolvidos serão nucleadas preferencialmente nos locais suscetíveis a sopros.

E importante reconhecer que, em determinadas condições, o sopro pode ser perfeitamente identificado, principalmente quando relacionado a pontos quentes criados por machos, como na figura 9.7. A pressão dos gases pode suplantar aquela equivalente a colunas bastante altas de ferro ou aço. E o defeito de sopro pode ocorrer mesmo quando as pressões de gases são pequenas, pois no final da solidificação de uma região quente, a pressão interna no metal líquido cai muito devido às contrações líquida e de solidificação. Um ponto quente é, portanto, muito vulnerável à entrada de gases a pressões baixas, podendo até aspirá-los.

A figura 9.8 mostra a importância dos respiros para os gases do macho em casos como esse.

Os gases provenientes do próprio molde, segundo estudos de Locke e Ashbrook e outras evidências, são constituídos principalmente de oxigênio, hidrogênio, nitrogênio, monóxido de carbono, gás carbônico, hidrocarbonetos e vapor d’água. Os três primeiros têm possibilidade de estar presentes na forma atômica e, nessas condições, podem dissolver-se no metal em concentrações ponderáveis.

Fig. 9.6 – Exemplos de resultados de teste de vazamento sob pressão reduzida, onde e as cavidades são devidas exclusivamente a gás dissolvido. A maior parte do oxigênio e do hidrogênio provém da

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decomposição do vapor d'água.

Em capítulos anteriores ressaltou-se o efeito do oxigênio nos defeitos de penetração e de aderência de areia observados na fundição de ligas ferrosas. Na fundição de outras ligas metálicas, a influência do oxigênio pode manifestar-se de formas bem diferentes. Por exemplo, nas ligas leves (de alumínio e de magnésio) que reagem com o oxigênio formando óxidos, os efeitos principais são a formação de inclusões de partículas e filmes de óxidos que prejudicam sensivelmente as propriedades mecânicas. Em ligas de cobre, o oxigênio pode ser dissolvido e aparecer na forma de bolhas na peça sólida.

A concentração de oxigênio na atmosfera do molde pode ser diminuída através da redução do teor de umidade na areia e pelo uso de aditivos orgânicos.

Já o hidrogênio dissolve-se com grande facilidade na maioria dos metais líquidos, aparecendo na forma de bolhas na peça solidificada. Nunca é demais lembrar que a concentração dos vários gases na atmosfera do molde será tanto maior quanto maior a pressão reinante, e esta diminui de forma aproximadamente exponencial com o aumento de permeabilidade, conforme se observa nas figuras 9.7 e 9.8 e se deduz dos experimentos de Marek (1966). Mas a sua proporção relativa, isto é, a preponderância de uma espécie gasosa sobre outras, depende, em última análise, da proporção das substâncias geradoras de gases e vapores na areia de moldagem e tais proporções podem, às vezes, ser mais fáceis de controlar do que a permeabilidade.

Fig. 9.7 – Máximas pressões de gasesgerados por machos em função de suasdimensões e permeabilidades.

Fig. 9.8 – Pressão de gases no interior demoldes e machos é dramaticamente aliviadapela presença de respiros.

Outro ponto que deve ser ressaltado, é que a aspiração de gases para o interior do fluxo de metal líquido é bastante ampliada pela ocorrência de turbulência e conseqüentes zonas de baixa pressão no sistema de canais.

Ainda que os gases gerados por aditivos orgânicos sejam, em boa parte, benéficos por consumirem o oxigênio livre, não pode ser desprezado o fato de que todo aditivo requer uma certa quantidade de água para seu umedecimento, a qual formará vapor, oxigênio e hidrogênio. Este é mais um argumento para que o problema de gases seja atacado primeiramente através da redução das substâncias formadoras (principalmente umidade), complementando-se essa medida, se necessário, com compensações do tipo acréscimo de permeabilidade e emprego de aditivos.

A velocidade de evolução de gases, e não apenas a quantidade total formada, é fator muito importante, já que entre o início do enchimento do molde e o início de formação da camada sólida, o tempo decorrido é relativamente curto. Assim, qualquer medida que leve a uma redução da velocidade de evolução de gases e, principalmente, de vapor d’água, traz grandes

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benefícios. A água livre, simplesmente absorvida, evapora facilmente, mas a água adsorvida nas lamelas de argila (principalmente no caso de montmorilonitas) só começa a ser liberada a temperaturas da ordem de 400°C, estendendo-se por uma faixa de aproximadamente 200°C. Portanto, quanto menor for a proporção de água livre na mistura tanto mais moderada será a formação de vapor d’água. Isto novamente aponta na direção de tempos mais prolongados de mistura.

Sob determinadas condições a velocidade de vaporização é tão elevada que chega a ser explosiva. Situações desse tipo não são novidade, mas certamente constituem um problema sério na moldagem a alta pressão. Contrariamente à expectativa, os moldes de alta densidade podem apresentar defeitos de rugosidade superficial e penetração bem mais intensos que os observados em moldagem convencional, associados, às vezes, a bolhas de gás. Como o defeito ocorre com baixas pressões metalostáticas (colunas de ferro líquido de 5 a 10 cm já são suficientes), outras causas foram procuradas.

Levelink e Van den Berg demonstraram a correlação entre a ocorrência de um impacto do metal contra a parede do molde e esse tipo de penetração. O mecanismo proposto não implica que a penetração deva necessariamente ocorrer no ponto de impacto, mas nas suas vizinhanças.

Conforme demonstrado por aqueles pesquisadores a conseqüência direta do impacto é um contato íntimo entre o metal e a areia do molde, que resulta em transferência de calor praticamente instantânea. Nessas condições, a umidade presente vaporiza explosivamente e o choque assim gerado é que força a penetração do metal nas vizinhanças do ponto onde ocorre a explosão. A formação de cavidades de gás muitas vezes acompanha o defeito de penetração.

A suscetibilidade ao defeito de penetração por explosão de água diminui com:

• redução da densidade do molde;

• diminuição do teor de umidade;

• diminuição dos teores de finos, pó-de-carvao, dextrina, argila inerte, coque ou quaisquer outros materiais que aumentem os requisitos de água na areia;

• aumento de permeabilidade;

• diminuição da temperatura da areia e

• aumento do ciclo de mistura.

Desde que a ocorrência do impacto dinâmico é fundamental para provocar a explosão, a prática de vazamento tem influência preponderante.

Além disso, se no momento do impacto a face do molde já tiver sido aquecida por radiação o suficiente para secar uma certa camada de areia, as condições para ocorrência de explosão deixam de existir. Por essa razão o fenômeno só é observado em peças médias e pequenas.

É de se supor que a tensão interfacial metal-molde também seja fator importante, pois regula a intimidade do contato; caso essa suposição seja válida, deve-se esperar uma menor incidência desse defeito nas fundições de aço e incidência razoável em fundições de alumínio e de determinadas ligas de cobre.

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