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SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA – SOCIESC INSTITUTO SUPERIOR TUPY – IST PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESTUDO DO SISTEMA DE ENCHIMENTO DE AÇOS AO CARBONO FUNDIDOS EM MOLDES DE AREIA CURA-FRIO ATRAVÉS DE SIMULAÇÃO NUMÉRICA ROSANGELA HARTMANN JOINVILLE 2012
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SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA – SOCIESC
INSTITUTO SUPERIOR TUPY – IST
PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ESTUDO DO SISTEMA DE ENCHIMENTO DE AÇOS AO CARBONO FUNDIDOS EM
MOLDES DE AREIA CURA-FRIO ATRAVÉS DE SIMULAÇÃO NUMÉRICA
ROSANGELA HARTMANN
JOINVILLE
2012
ROSANGELA HARTMANN
ESTUDO DO SISTEMA DE ENCHIMENTO DE AÇOS AO CARBONO FUNDIDOS EM
MOLDES DE AREIA CURA-FRIO ATRAVÉS DE SIMULAÇÃO NUMÉRICA
Orientador: Prof. Dr. Kassim S. Al-Rubaie
Joinville
2012
Dissertação apresentada ao Instituto
Superior Tupy, como parte dos requisitos
para obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica.
ESTUDO DO SISTEMA DE ENCHIMENTO DE AÇOS AO CARBONO FUNDIDOS EM
MOLDES DE AREIA CURA-FRIO ATRAVÉS DE SIMULAÇÃO NUMÉRICA
ROSANGELA HARTMANN
Dissertação defendida e aprovada em 09 de agosto de 2012, pela banca
examinadora constituída pelos professores:
___________________________________________
Prof. Dr. Kassim S. Al-Rubaie (Orientador)
Instituto Superior Tupy - SOCIESC
___________________________________________
Prof. Dr. Guilherme Ourique Verran
Universidade do Estado de Santa Catarina - UDESC
___________________________________________
Profª. Drª. Rosineide Junkes Lussoli
Instituto Superior Tupy - SOCIESC
___________________________________________
Prof. Dr. Modesto Hurtado Ferrer
Instituto Superior Tupy - SOCIESC
Dedico este trabalho a Deus e a família
AGRADECIMENTOS
Gostaria de nessas breves palavras agradecer profundamente a todos que
contribuíram com meu trabalho, com certeza sem a ajuda e incentivo destes eu não
teria chegado até aqui;
Professor Dr. Kassim S. Al-Rubaie: Orientador e amigo, sempre apoiando e
incentivando o desenvolver do trabalho;
Ao Professor M.Sc. Iberê Roberto Duarte que incansavelmente me orientou,
incentivou, sempre muito interessado, é co-autor de muito trechos, demonstrou
muita confiança em mim e essas linhas são poucas para agradecê-lo;
Agradeço a empresa Acearia Frederico Missner por abrir espaço para realizar as
simulações no software Magma, em especial ao Sr. Augusto Missner e ao Sr. Jaison
que realizou as simulações;
Agradeço a SOCIESC que me deu todo o apoio nesse objetivo, bem como aos meus
colegas de trabalho, que em muito me ajudaram nas fusões;
Aos amigos que incansavelmente me ajudaram nas muitas correções e sugestões,
Carolina Silva, Fernanda Silva, Thiago, Mylena Correia, Prof. Max Hermann, Renato
Marasca, funcionários da fundição;
Aos meus pais Romaldo e Arlete pela paciência, incentivo e apoio;
Enfim, agradeço a Deus por permitir a conclusão deste.
“A alegria é o fogo que mantém aquecido o nosso objetivo, e acesa a nossa inteligência”.
Autora: Helen Keller
RESUMO
A fundição de peças de aço vem ganhando espaço em diversos setores, pois
propicia geometrias complexas muito próximas da medida necessária com a mesma
resistência de uma peça feita a partir de um bloco laminado. Porem o
processamento do aço fundido é difícil, pois o aço funde em altas temperaturas
quando comparado ao ferro fundido, dessa forma se torna reativo com o oxigênio e
demais materiais em que está em contato, provocando defeitos. Visando minimizar
os defeitos provocados em peças de aço fundido, oriundos de um sistema de
enchimento projetado de forma inadequada, foi proposto neste trabalho analisar
através de um corpo de prova alguns sistemas de enchimento. Tendo como princípio
que o metal sai do forno com qualidade, no molde é necessário ter um sistema de
enchimento bem dimensionado para conduzir o metal até a cavidade sem gerar
turbulência danosa, o que poderia provocar defeitos, tais como: inclusão de óxido,
escórias e bolhas de gás. Com base nisso, foi realizado um estudo comparativo
entre diversos sistemas de enchimento, variando-se a relação de área dos canais de
descida, primário e ataque, o formato dos canais de descida e primário, bem como
quantidade e o formato dos canais de ataque. Foram testados tanto sistemas
horizontais como verticais. O estudo foi feito com o auxílio do programa de
computador Magma que processa a simulação numérica. Analisou-se o
comportamento do fluxo do aço fundido ao longo do sistema de enchimento e na
cavidade do molde. As simulações foram feitas considerando o aço ao carbono SAE
1020, que é um dos aços mais reativos quanto à oxidação, devido à elevada
temperatura de vazamento, entre 1580ºC a 1620ºC. Os resultados obtidos com a
simulação mostraram que a geometria do sistema de canal influencia diretamente na
turbulência durante o enchimento. Todos os sistemas testados tiveram velocidade
de enchimento superior a 50 cm/s. Os sistemas de enchimento verticais,
dimensionados com maior área no canal de ataque, objetivando reduzir a velocidade
de enchimento da cavidade não tiveram sucesso. A simulação mostrou que apesar
da área ser maior, o líquido preencheu somente uma parte do canal, entrando na
cavidade com alta velocidade.
Palavras-chave: Aço fundido; Fundição; Sistemas de enchimento; Simulação.
ABSTRACT
The casting of steel has been increasing in various sectors, as it enables complex
geometries very close to the extent necessary with the same resistance of a piece
made from a laminated block. But the casting of steel is more difficult, because steel
melts at high temperatures when compared to cast iron, thus it becomes reactive with
oxygen and other materials that are in contact, causing defects. In order to minimize
the defects caused in steel castings, from a filling system designed improperly, it was
proposed, in this work, to analyze a defined specimen produced from different filling
systems. With the assumption that the metal leaves the oven with quality, it is
necessary that the mold has a well dimensioned filling system for driving the metal to
the cavity without generating damaging turbulence, which would cause defects such
as inclusion oxide, slag and gas bubbles. Based on this object, a comparative study
was performed on different filling systems, varying the ratio of the area of the sprue,
runner and gate, the format of the sprue and runner as well as amount and format of
the gate. Both horizontal and vertical filling systems were tested. The study was done
with the aid of a computer program that processes the numerical simulation. The
behavior of the molten steel flow through the system and fill the mold cavity was
examined. The simulations were done considering the SAE 1020 carbon steel, which
is a more reactive one as oxidation due to its high casting temperature, between
1580°C and 1620°C. The results of the simulation showed that the geometry of the
channel directly influences the turbulence during filling. All systems tested showed a
filling velocity exceeding 50 cm/s. The filling system vertical dimensioned with a
greater area of the gate, in order to reduce the rate of filling of the cavity, was not
efficient. The simulation showed that despite the greater area, the fluid filled only a
part of the gate and entered into the cavity at high speed.
Keywords: cast steel, casting, filling systems; Simulation.
LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 1: Tipos de inclusões encontradas em aço fundido (FINARDI, 1979). ........... 22 Figura 2: Aspecto característico do defeito de pinholes (AFS, 1999) ........................ 23
Figura 3: Influência do teor de carbono sobre a fluidez de aços com 0,73% Mn e 0,36% Si (FINARDI e GUEDES, 1984). .................................................................... 33 Figura 4: Efeito de inclusões na viscosidade de aço à 1600ºC (FINARDI e GUEDES, 1984). ........................................................................................................................ 33 Figura 5: Tensão superficial em A gota de mercúrio e B seção ampliada da superfície (WEBSTER, 1980). ................................................................................... 34 Figura 6: Meniscos em A água e em B mercúrio em recipientes de vidro.(WEBSTER, 1980) ......................................................................................................................... 35
Figura 7: Atração capilar fazendo a água subir no tubo (WEBSTER, 1980). ............ 35 Figura 8: Esquema de vários sistemas de canais por gravidade (CAMPBELL, 2004). .................................................................................................................................. 38 Figura 9: Sistema de enchimento que possibilita a entrada de escórias, óxidos e bolhas na cavidade do molde (CAMPBELL, 2004). .................................................. 39 Figura 10: Sistema de enchimento que reduz a possibilidade de entrada de escórias, óxidos e bolhas na cavidade do molde (CAMPBELL, 2004). .................................... 40 Figura 11: (A) um sistema ineficiente de canalização, (B) um sistema eficiente e econômico (CAMPBELL, 2004). ................................................................................ 40 Figura 12: (a) e (b) Sistemas de enchimento de baixo para cima melhorados e (c) com redução da altura de vazamento (CAMPBELL, 2004). ...................................... 41
Figura 13: Velocidade ótima de enchimento (CAMPBELL, 2004). ............................ 43
Figura 14: Relação entre tempo e peso de vazamento na temperatura de 1540 ºC (MAEHARA e ESMERALDO, 1989). ......................................................................... 46 Figura 15: Componente básicos de um sistema de canais com partição horizontal (SUSCHIL e PLUTSHACK, 1992). ............................................................................ 47 Figura 16: Fluxograma dos principais itens para elaboração dos sistema de canais (MAEHARA e ESMERALDO, 1989). ......................................................................... 48 Figura 17: Funis do sistema de enchimento não recomendados (CAMPBELL, 2004). .................................................................................................................................. 51 Figura 18: Bacias com degrau para alta velocidade de vazamento (CAMPBELL, 2004). ........................................................................................................................ 53 Figura 19: Geometria do fluxo ao cair livremente da bacia de vazamento (CAMPBELL, 2004). .................................................................................................. 54 Figura 20: Canal de descida errado (a esquerda) e correto (a direita) (CAMPBELL, 2004). ........................................................................................................................ 55 Figura 21: A forma teórica de hipérbole do fluxo em queda comparando com o formato da bacia e do canal de descida (CAMPBELL, 2004). .................................. 56
Figura 22: Esquema de vários tipos de junções de canais de ataque e desalinhamento do canal de descida, não são recomendados (CAMPBELL, 2004). 57 Figura 23: Sistema de enchimento de um sistema pressurizado e outro despressurizado (CAMPBELL, 2004). ....................................................................... 61 Figura 24: Sistema 1:1:1 (a) um ataque reto, (b) três ataques retos, (c) três ataques com raio, (d) três ataques com raio e primário escalonado contínuo, (e) três ataques e escalonamento interno. .......................................................................................... 70
Figura 25: Sistema 1:2:1 (a) um ataque, (b) três ataques reto, (c) três ataques com raio. ........................................................................................................................... 71 Figura 26: Sistema 1:4:4 (a) canal primário escalonado no molde superior e três ataques (b) canal primário escalonado no molde inferior e três ataques, (c) canal primário escalonado contínuo no molde inferior com três ataques ........................... 71
Figura 27: Sistema 1:0,8:0,6 (a) um ataque (b) três ataques retos, (c) três ataques com raio..................................................................................................................... 72 Figura 28: Sistema com filtro 50x50x22 mm e três ataques retos com canal primário: (a) reto no molde superior (b) primário reto no molde inferior com poço, (c) primário escalonado em rampa no molde superior, (d) primário escalonado em degraus no molde inferior, (e) primário com escalonamento em rampa no molde inferior. .......... 73
Figura 29: Sistema vertical, (a) descida e primário retangular, primário com poço, ataque reto por baixo, (b) descida e primário retangular e extensão do canal primário para cima, (c) descida redondo, primário com expansão e ataque arredondado, (d) descida retangular, primário com expansão e ataque arredondado. ......................... 74 Figura 30: Módulo das partes do conjunto fundido. ................................................... 76
Figura 31: Localização dos dados no sistema de enchimento. ................................. 79 Figura 32: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, com um ataque reto. (a) início, (b) parcial. ....................................................................................................................... 82 Figura 33: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, com um ataque reto. (a) início, (b) parcial. ....................................................................................................................... 84 Figura 34: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado na lateral e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................................ 85 Figura 35: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, com três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ................................................................................................................. 87 Figura 36: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado na lateral e três ataques com arredondamentos. (a) início, (b) parcial. ............................................................ 88
Figura 37: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, canal primário escalonado na lateral e três ataques com raios. (a) início, (b) parcial. .............................................. 90 Figura 38: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado em rampa inferior e três ataques arredondados. (a) início, (b) parcial. ............................................................ 91 Figura 39: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, canal primário escalonado tipo rampa e três ataques com raios. (a) início, (b) parcial. ............................................. 93 Figura 40: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado pela parte interior e três canais de ataques arredondados. (a) início, (b) parcial. ............................................ 94 Figura 41: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, canal primário escalonado no lado interior e três ataques com raios. (a) início, (b) parcial. ............................................. 96 Figura 42: Sistema 1:2:1 com canal primário no molde superior e um ataque reto. (a) início, (b) parcial. ....................................................................................................... 97
Figura 43: Sistema 1:2:1, canal primário escalonado no molde superior com um ataque reto. (a) início, (b) parcial. .............................................................................. 99 Figura 44: Sistema 1:2:1 com canal primário no molde superior escalonado e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 100
Figura 45: Sistema 1:2:1, canal primário escalonado no molde superior com três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 102 Figura 46: Sistema 1:2:1 com canal primário no molde superior escalonado e três ataques arredondados. (a) início, (b) parcial. .......................................................... 103 Figura 47: Sistema 1:2:1, canal primário escalonado no molde superior com três ataques arredondados. (a) início, (b) parcial. .......................................................... 105 Figura 48: Sistema 1:0,8:0,6 com canal primário no molde superior e um canal de ataque reto. (a) início, (b) parcial. ............................................................................ 106
Figura 49: Sistema 1:0,8:0,6, canal primário escalonado no molde superior com um ataque reto. (a) início, (b) parcial. ............................................................................ 108 Figura 50: Sistema 1:0,8:0,6 com canal primário escalonado no molde superior e três canais de ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................ 109
Figura 51: Sistema 1:0,8:0,6, canal primário escalonado no molde superior com três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 111 Figura 52: Sistema 1:0,8:0,6 com canal primário escalonado no molde superior e três canais de ataques arredondados (a) início, (b) parcial. ........................................... 112 Figura 53: Sistema 1:0,8:0,6, canal primário escalonado no molde superior com três ataques arredondados. (a) início, (b) parcial. .......................................................... 114
Figura 54: Sistema 1:4:4 com canal primário escalonado no molde superior e três canais de ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................ 115 Figura 55: Sistema 1:4:4, canal primário escalonado no molde superior com três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 117 Figura 56: Sistema 1:4:4 com canal primário escalonado no molde inferior e três canais de ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................ 118 Figura 57: Sistema 1:4:4, canal primário escalonado no molde inferior com três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 120 Figura 58: Sistema 1:4:4 com canal primário escalonado do tipo rampa no molde inferior e três canais de ataques retos. (a) início, (b) parcial. .................................. 121 Figura 59: Sistema 1:4:4, canal primário escalonado em rampa no molde inferior com três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ......................................................... 123 Figura 60: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde superior escalonado do tipo rampa e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ....................................... 124 Figura 61: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário escalonado em rampa no molde superior e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ..................................... 126
Figura 62: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde superior e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 127 Figura 63: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário reto no molde superior e três ataques retos. (a) início, (b) parcial .................................................................. 129 Figura 64: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde inferior escalonado e três ataques retos. Fluxo de preenchimento. (a) início (b) parcial. .......................... 130 Figura 65: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário escalonado no molde inferior e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. .................................................. 132 Figura 66: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário reto no molde inferior e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ........................................................................ 133 Figura 67: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário reto no molde inferior, extensão com poço e três ataques retos. (a) início, (b) parcial. .............................. 135
Figura 68: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde inferior escalonado do tipo rampa e três ataques retos.. (a) início, (b) parcial. ...................................... 136 Figura 69: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário escalonado em rampa no molde inferior, três ataques retos. (a) início, (b) parcial. ......................................... 138
Figura 70: Sistema de enchimento vertical tipo faca com extremidade em “poço”. (a) início, (b) parcial. ..................................................................................................... 139 Figura 71: Sistema vertical tipo faca, ataque expandido e poço na extremidade do canal primário. (a) início, (b) parcial. ....................................................................... 141 Figura 72: Sistema de enchimento vertical, canais tipo faca com alargamento do canal primário e extremidade reta. (a) início, (b) parcial. ........................................ 142 Figura 73: Sistema vertical tipo faca, canal primário com largura aumentada e ataque expandido arredondado. (a) início, (b) parcial. ........................................................ 144
Figura 74: Sistema de enchimento vertical com canal de descida e distribuição tipo faca e extremidade para cima. (a) início, (b) parcial. ............................................... 145 Figura 75: Sistema vertical tipo faca, ataque expandido e arredondado e extensão para cima. (a) início, (b) parcial. .............................................................................. 147
Figura 76: Sistema de enchimento vertical, canal de descida redondo e primário tipo faca com alargamento e extremidade reta. (a) início, (b) parcial. ............................ 148 Figura 77: Sistema vertical, canal de descida redondo, primário tipo faca e expandido e ataque expandido arredondado. (a) início, (b) parcial. ........................ 150 Figura 78: Comparativo entre “tempo de enchimento” e “velocidade no canal de ataque” na simulação .............................................................................................. 153
LISTA DE TABELAS
Tabela 1: Classificação dos aços ao carbono (SOUZA, 2001).................................. 20 Tabela 2: Solubilidade dos elementos nas fases do aço (SOUZA, 2001). ................ 21
Tabela 3: Principais impurezas e forma como encontram no aço sólido (FINARDI, 1993). ........................................................................................................................ 25 Tabela 4: Valores práticos o coeficiente de segurança (K) (MINTEGUI, 2001). ........ 27 Tabela 5: Valores dos coeficientes de contração “b”(FUOCO, MARIOTO e ALBERTIN, 1987). ..................................................................................................... 29
Tabela 6: Velocidade crítica do líquido no sistema de enchimento . ......................... 44 Tabela 7: Exemplos de relação de área dos sistemas de enchimento (CAMPBELL, 2004). ........................................................................................................................ 63
Tabela 8: comparativo entre os requisitos térmico e volumétrico .............................. 75 Tabela 9: Relações de áreas e posições de enchimento a serem empregadas. ...... 77 Tabela 10: Dados de entrada para os cálculos ......................................................... 78 Tabela 11: Dimensões dos sistemas de enchimento ................................................ 79
Tabela 12: Análise dos resultados em Ok e Não Ok. .............................................. 152
LISTA DE SÍMBOLOS
V – volume da peça ou da seção a ser alimentada (equação 1, 6, 13);
S – área das superfícies em contato com a areia (equação 1);
Mpeça – módulo da peça ou seção (equação 1, 8, 10);
Mm – módulo do massalote (equação 2, 4, 8);
K – coeficiente de segurança (equação 2);
Vm – volume do massalote (equação 3, 5, 6,7);
Dm – diâmetro do massalote (equação 3, 4, 7);
Hm – altura do massalote (equação 3);
p – relação entre altura e diâmetro do massalote (equação 4,7);
Vr – volume do rechupe (equação 5);
b – coeficiente de contração da liga no estado líquido (equação 5, 6);
η – rendimento do massalote (equação 4, 6);
Mn – módulo do pescoço (equação 8, 9, 10);
a – dimensão do pescoço (equação 9);
- fator prático de correção do módulo (equação 10);
I – distância percorrida pelo material (equação 11);
α e β - fatores dependentes da natureza do molde e do material (equação 11);
Cp – calor específico do material líquido (equação 11);
δ - densidade do material líquido (equação 11);
tv – temperatura de vazamento (equação 11);
ts – temperatura de solidificação do material (equação 11);
tm – temperatura do molde (equação 11);
Cs – calor latente de solidificação do material (equação 11);
H – Altura da coluna do líquido (equação 12, 21, 22);
P – Pressão (equação 12);
ρ – Peso específico (equação 12, 20, 22);
– viscosidade cinemática do líquido (equação 12, 13);
g – aceleração da gravidade (equação 12, 21, 22);
Q – Vazão (equação 12);
A – Área da seção do canal ou área da seção de choque (equação 12, 15, 20);
Z – Atrito ou perda de carga (equação 12);
K – Constante (equação 12);
Re – numero de reinolds (equação 13);
d – diâmetro hidráulico do canal (equação 13, 14);
Qv – vazão volumétrica do líquido (equação 15);
V – velocidade no líquido (equação 15, 20, 21);
Qg – vazão mássica do líquido (equação 15);
P – peso do conjunto (equação 16, 20, 22);
t – tempo de enchimento (equação 16, 20, 22);
T – tempo de vazamento (equação 17);
A – fator constante em tempo (equação 17, 23);
K – fator (equação 17, 23);
- espessura da área mais representativa da peça (equação 17, 23);
- fator sobre a espessura (equação 17, 23);
W – peso bruto da peça (equação 17, 23);
– função da temperatura de vazamento (equação 17, 19, 23);
Hs – porcentagem de sobreaquecimento da temperatura de vazamento (equação 17,
18, 19);
- coeficiente de perda de carga no sistema (equação 21, 22);
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ............................................................................................... 18
1.1 OBJETIVO GERAL ......................................................................................... 19
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS .......................................................................... 19
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA ..................................................................... 20
2.1 AÇOS FUNDIDOS .......................................................................................... 20
2.1.1 Defeitos típicos .......................................................................................... 21
2.1.2 Cuidados na fusão ..................................................................................... 24
2.1.3 Fabricação de aço fundido – Tratamentos do líquido ............................ 24
2.1.4 Metalurgia dos aços fundidos ................................................................... 26
2.2 DIMENSIONAMENTO DO SISTEMA DE ALIMENTAÇÃO ............................ 26
2.2.1 Requisito térmico ....................................................................................... 26
2.2.2 Requisito volumétrico ................................................................................ 28
2.2.3 Pescoço ...................................................................................................... 30
2.3 PROPRIEDADES DOS METAIS E SUAS LIGAS LÍQUIDAS ......................... 31
2.3.1 Fluidez ......................................................................................................... 31
2.3.2 Tensão superficial ...................................................................................... 34
2.3.3 Formação de óxido .................................................................................... 36
2.4 SISTEMA DE ENCHIMENTO ......................................................................... 36
2.4.1 Velocidade crítica ....................................................................................... 42
2.4.2 Máxima velocidade de enchimento .......................................................... 43
2.4.3 Tempo de enchimento ............................................................................... 45
2.4.4 Projeto de sistema de canais .................................................................... 47
2.4.5 Oxidação do material líquido no sistema de enchimento ...................... 48
2.4.6 Relação de área .......................................................................................... 49
2.4.7 Funil ............................................................................................................. 50
2.4.8 Bacia de vazamento ................................................................................... 52
2.4.9 Canal de descida ........................................................................................ 53
2.4.10 Canal primário ......................................................................................... 58
2.4.11 Canais de ataque .................................................................................... 59
2.4.12 Tipos de sistemas de enchimento ......................................................... 60
2.4.13 Dimensionamento do sistema de enchimento ..................................... 63
2.5 FILTROS ........................................................................................................ 64
2.6 SIMULAÇÃO POR COMPUTADOR ............................................................... 65
3 MATERIAIS E MÉTODOS ............................................................................. 68
3.1 CORPO DE PROVA ....................................................................................... 68
3.2 SISTEMAS DE ENCHIMENTO PROJETADOS E AVALIADOS ..................... 69
3.2.1 Sistemas de enchimento com relação de área 1:1:1 ............................... 69
3.2.2 Sistemas de enchimento com relação de área 1:2:1 ............................... 70
3.2.3 Sistemas de enchimento com relação de área 1:4:4 ............................... 71
3.2.4 Sistemas de enchimento com relação de área 1:0,8:0,6 ......................... 72
3.2.5 Sistemas de enchimento com filtro .......................................................... 72
3.2.6 Sistemas de enchimento em molde com partição vertical ..................... 74
3.3 SISTEMA DE ALIMENTAÇÃO ....................................................................... 75
3.3.1 Verificação do sistema de alimentação por simulação numérica.......... 76
3.4 DIMENSIONAMENTO DO SISTEMA DE ENCHIMENTO .............................. 77
3.4.1 Tempo de enchimento ............................................................................... 78
3.4.2 Cálculo das seções dos sistemas de canais ........................................... 79
3.5 PARÂMETROS UTILIZADOS NA SIMULAÇÃO ............................................ 80
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ................................................................... 81
4.1 DIREÇÃO, IDADE DO FLUXO E VELOCIDADE DE ENCHIMENTO ............. 81
4.1.1 Sistema de enchimento 1:1:1 .................................................................... 81
4.1.2 Sistema de enchimento 1:2:1 .................................................................... 95
4.1.3 Sistema de enchimento 1:0,8:0,6 ............................................................ 104
4.1.4 Sistema de enchimento 1:4:4 .................................................................. 113
4.1.5 Sistema de enchimento com filtro 50x50x22 ......................................... 122
4.1.6 Sistema de enchimento vertical .............................................................. 137
5 CONCLUSÃO .............................................................................................. 154
6 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................. 157
7 REFERÊNCIAS ............................................................................................ 158
8 ANEXOS ...................................................................................................... 161
18
1 INTRODUÇÃO
A fabricação de peças a partir da usinagem de blocos de aço laminado
advindos da aciaria é uma prática bastante difundida entre as indústrias do setor
metalúrgico. De acordo com o relatório anual que a Associação Brasileira de
Fundição – ABIFA disponibilizou em outubro de 2012, o consumo de aço laminado é
muito superior ao consumo do aço fundido, porém muitas vezes o custo necessário
para se produzir peças de aço a partir de blocos laminados é muito elevado, pois
necessita-se comprar uma grande quantidade de material sendo que a peça final vai
ocupar muitas vezes menos de 50% dessa quantidade. Pelo processo de fundição é
possível fabricar a peça com as dimensões muito próximas do que se deseja,
gerando economia de material e diminuindo o tempo de usinagem.
Existem no Brasil muitas fundições, porém poucas trabalham com aço
fundido, pois o processamento é mais complexo comparado ao ferro fundido,
necessitando uma série de cuidados e mesmo assim nem sempre se chega ao
resultado esperado. Devido à baixa procura por aço fundido, pouco se evoluiu ao
longo dos anos a respeito do desenvolvimento e aprimoramento das técnicas de
produção.
Inclusões de óxidos, escória e bolhas nas peças são muito comuns.
Dependendo da origem (causa) do defeito existe uma solução diferente, que precisa
ser investigada e testada. Um dos problemas mais críticos nos aços fundidos se
refere à inclusão de escória. Isto ocorre devido à alta temperatura de
processamento, a qual favorece o aumento da reatividade do líquido com o meio,
gerando óxidos e formando escórias. Como a densidade desta escória é menor do
que a densidade do aço fundido, isto contribui fortemente para o processo de
flutuação (MAEHARA e ESMERALDO, 1989) (SOUZA, 2001).
Suspeita-se que se reduzindo a área da seção transversal do canal de
ataque, alterando-se a posição do canal primário, ou ainda, empregando-se filtro
cerâmico, se consiga reter a escória ou evitar sua formação no sistema de canais
através da re-oxidação. Ter um sistema de enchimento bem dimensionado, que
conduza a liga metálica para a cavidade, sem turbulência, aspiração de gás/ar e que
não provoque oxidação, pode evitar boa parte destes problemas.
Sendo assim, através da aplicação de filtro cerâmico, sistema de canais
pressurizados e despressurizados, diferentes posições e formatos do canal primário,
19
foi estudado o comportamento destes diferentes sistemas através de simulação por
computador, a fim de verificar a turbulência com que a liga metálica entra na
cavidade, correlacionando com a velocidade, formato do canal, aspiração de ar e
mudança de direção, pois estes fatores influenciam diretamente nos defeitos de re-
oxidação, inclusões de escória e bolhas de ar (FINARDI, 1979) (FUOCO, MARIOTO
e ALBERTIN, 1987).
Mapeando o comportamento de 23 sistemas testados, foi possível obter
resultados como velocidade, tempo de enchimento e direção do fluxo, além da
visualização do preenchimento do molde. Foi possível correlacionar os resultados e
encontrar sistemas tanto verticais como horizontais que conseguem preencher o
molde de uma forma contínua e com reduzida turbulência quando comparado com
os demais. Em nenhum dos casos estudados foi possível reduzir a velocidade
abaixo da velocidade crítica sugerida por Campbell (1991, 2004) como 50 cm/s.
1.1 OBJETIVO GERAL
Avaliar, com o emprego de simulação em programa de computador, o efeito
da geometria de diversos sistemas de enchimento para aço fundido sobre a
velocidade e turbulência do fluxo de enchimento, visando minimizar a turbulência,
oxidação e aspiração de gás e ar.
1.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
a) Determinar os tipos de sistemas de enchimento que devem ser estudados
com base nas literaturas;
b) Definir os fatores que serão analisados nas simulações, bem como a
correlação com a prática;
c) Avaliar a velocidade de enchimento dos sistemas de enchimento testados;
d) Avaliar a influência da geometria dos sistemas de enchimento na turbulência
do fluxo no sistema de enchimento e na cavidade do molde.
20
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
2.1 AÇOS FUNDIDOS
Aços são ligas ferrosas passíveis de deformação plástica, que em geral,
apresentam teor de carbono entre 0,008% a 2% na sua forma combinada e/ou
dissolvida, e pode conter elementos de liga adicionados ou residuais. Os aços
carbono possuem teores de silício e manganês não superiores a 0,6% e 1,65%
respectivamente. Aço fundido é: “Aço que, vazado em molde, não sofre
conformação após a solidificação” (SOUZA, 2001).
Nos aços ao carbono, o carbono é o principal elemento de liga deste material,
outros como silício, manganês, fósforo e enxofre estão presentes em pequenas
quantidades. A Tabela 1 mostra os teores de carbono para as classes de aço:
Tabela 1: Classificação dos aços ao carbono (SOUZA, 2001).
Tipo do aço Teor de carbono (%)
Aço-baixo carbono ≤ 0,30 %
Aço-médio carbono Entre 0,30 % a 0,50 %
Aço-alto carbono ≥ 0,50 %
Os teores de silício variam entre 0,25% e 0,80%, o manganês entre 0,50% e
0,80% e o fósforo e enxofre devem ficar com teores abaixo de 0,05%. Outros
elementos como cromo, níquel, molibdênio e cobre também estão presentes, porém
em pequenas proporções (SOUZA, 2001).
Os aços baixo carbono, possuem um baixo custo quando comparado com
aços que necessitam de mais elementos de liga, porem o custo de processamento
(fusão) é maior, pois necessita de maior temperatura no forno, cerca de 50 a 100ºC
a mais. O Aço SAE 1020 (SAE - Society of Automotive Engineers - EUA) é o aço
mais comum na construção mecânica, possui baixa dureza, boa usinabilidade, alta
tenacidade e possui baixo custo quando comparado a outros aços. Obter este aço
por fundição parece ser simples, porem é necessário mais temperatura para fundi-lo,
dessa forma, torna-se mais reativo, tendendo a apresentar defeitos como inclusão
de óxidos, escórias, drosses e outros como será apresentado nos próximos
capítulos deste trabalho (FINARDI, 1979).
21
2.1.1 Defeitos típicos
Os aços fundidos apresentam, na sua grande maioria, defeitos como:
rechupe, trincas e inclusões. Além disso é quase impossível não formar inclusões
nos aços, devido ao processo de oxidação dos elementos e à presença de enxofre,
aliada à baixa solubilidade dos elementos no ferro a temperatura ambiente (SOUZA,
2001). A Tabela 2 mostra a solubilidade para alguns elementos no aço.
Tabela 2: Solubilidade dos elementos nas fases do aço (SOUZA, 2001).
Hidrogênio Nitrogênio Oxigênio Enxofre Fósforo
Solubilidade no líquido a 1600 ºC
0,0028 0,040 0,22 35 22
Solubilidade máxima na ferrita delta
0,0008 0,011 - 0,15 2,55
Solubilidade máxima na austenita
0,0010 0,025 0,0001 0,065 0,2
Solubilidade na ferrita a 700 ºC
0,0002 0,002 ~0 0,016 1,6
Teor normal em aços
0,0001 a 0,0006
0,0010 a 0,0100
0,00210 a 0,120
0,0020 a 0,12
0,0008 a 0,030
Todos os elementos citados na Tabela 2 irão formar inclusões de sulfeto,
nitreto e carbonitreto com exceção do fósforo. Para evitar essas inclusões devem-se
manter os teores de S, N e H em níveis baixos, usar panelas com sistema de
vazamento por baixo, de forma a evitar turbulência e oxidação do banho e sempre
que possível utilizar filtros no sistema de enchimento da peça (SOUZA, 2001)
(FINARDI, 1993).
Finardi (1979, 1993) diz que não há distinção entre porosidades e pin-holes
(defeitos superficiais ou sub-superficiais em forma de bolhas) quando as
porosidades ocorrem na superfície, a fonte provável é exógena (vem do molde),
conforme demonstra a Figura 2, quando ocorrem no interior da peça a causa é
endógena, ou seja, proveniente da composição do aço ou contaminações.
O formato dos defeitos de pin-holes podem ser esféricos de pequeno
diâmetro (da ordem de milímetros), numerosos junto à superfície, podem ser ovais,
com até diversos centímetros em comprimento, usualmente em ângulo reto com a
superfície, agrupadas e poucas em número, e também de tamanho variado,
dependendo da dimensão da peça fundida.
22
As porosidades tendem a ter as paredes das cavidades brilhantes, porém a
textura difere de acordo com o tamanho da cavidade, conforme segue:
Grande: Possui paredes enrugadas pela contração do líquido;
Média: Possui marcas de crescimento dendrítico em função da solidificação do
material;
Pequenas (Pin-holes): Possui escória em alguns casos e perde o brilho após
tratamento térmico.
De acordo com Sims e Zapffe (1941 apud FINARDI, 1979, p. 02) de maneira
geral, o mecanismo de formação de porosidades depende diretamente da presença
simultânea de hidrogênio e oxigênio no material líquido, geralmente provenientes da
desassociação da água do molde. Em virtude do vapor de água não ser solúvel no
líquido ocorre a precipitação na forma de inúmeras bolhas, as quais normalmente
aparecem na interface entre a camada solidificada e o aço ainda líquido conforme
demonstrado na Figura 1 (WETZEL, 2009).
Figura 1: Tipos de inclusões encontradas em aço fundido (FINARDI, 1979).
Finardi (1979) ainda acrescenta que outros gases contidos no material,
também, podem causar porosidades, como por exemplo, o nitrogênio e monóxido de
carbono. Em resumo pode-se dizer que se não houver formação de bolhas de vapor
é improvável que porosidades ocorram. Uma vez nucleada a bolha, esta pode
crescer às custas de gases presentes na liga metálica ou no molde. O formato e a
localização das bolhas vão depender da quantidade de gases pré-existentes.
No aço fundido podem-se ter, também, inclusões de escória, que são macro
inclusões observadas em peças fundidas de aço contendo silicato vítreo, óxido de
ferro, de alumínio, de manganês e em alguns casos óxido de cálcio que são
produtos da oxidação do metal reativo no aço líquido, onde a causa mais provável é
a de reação de elementos contidos do aço com os materiais refratários a base de
sílica, por exemplo, o alumínio residual utilizado como desoxidante reage com os
23
materiais do molde (produto de reação fluída) resultando em macro inclusões
relativamente extensas.
No caso de refratário de alta alumina e magnésia não há produto de reação
fluída com o alumínio o que diminui, mas não elimina a tendência de macro
inclusões, que pode ocorrer no caso de haver escória na panela.
Assim, como com o alumínio, ocorre com o manganês, já com o cálcio, em
testes feitos com até 0,6% Ca, não foi observada nenhuma reação liga/refratário,
embora o cálcio seja mais reativo, isso porque sua solubilidade no aço é
extremamente reduzida, sendo volatilizado os teores residuais.
A solda fria é outro defeito encontrado na fundição do aço, que nada mais é
do que a junção parcial entre duas frentes de metal que entram em contato e pode
ser causado simplesmente por uma temperatura de vazamento muito baixa ou pela
suspensão de óxidos sólidos na liga líquida que baixa a fluidez e consequentemente
aumentam a viscosidade (FINARDI, 1979).
Figura 2: Aspecto característico do defeito de pinholes (AFS, 1999)
24
2.1.2 Cuidados na fusão
O uso de gás inerte para proteger a liga metálica líquida é comum em
algumas fundições de aço, o dispositivo cria uma proteção “blindada” em torno do
fluxo do material que cai do fundo da panela, com a finalidade de reduzir à re-
oxidação do aço. O gás geralmente utilizado é o argônio.
É difícil acreditar que uma pequena distância entre a panela de vazamento e
o funil de vazamento possa influenciar na oxidação da liga. Normalmente o tempo
envolvido para ocorrer ou não a oxidação é da ordem de milissegundos. Não é fácil,
portanto escapar à conclusão de que muitos usuários de fato reconhecem o efeito
positivo da bomba de argônio na transferência da liga para o funil cônico, assim a
atmosfera de gás protetor sob pressão empurra o argônio para ser sugado para
dentro do cone em vez de ar, supondo que a taxa de entrega de argônio seja
suficiente (uma vez que essas bombas transferem geralmente volumes
aproximadamente iguais de bombeamento de fluido e fluido aprisionado).
A ação benéfica de uma atmosfera protetora com argônio reside no fato de
que o gás reativo é substituído pelo gás inerte. Embora existam volumes de bolhas
que continuarão a serem arrastados com o fluxo, não haverá reação com o líquido e
formação de óxidos ou nitretos (CAMPBELL, 2004).
Sendo assim, não se pode fugir da conclusão de que operações de
vazamento manual estão factíveis ao erro. É claro que o gás empregado para formar
uma atmosfera protetora nunca será completamente inerte, poderá estar
contaminado com oxigênio, com vapor de água e com outros gases voláteis no
sistema de canais, principalmente em moldes de areia. Mesmo com todas estas
possibilidades de contaminação, a atmosfera protetora com gás inerte quando
utilizado corretamente é muito útil, conforme comprovado pela “Steel Founders
Society of America” (2000 aput Campbell, 2004, p.27), que no caso de aços, reduz
substancialmente a re-oxidação.
2.1.3 Fabricação de aço fundido – Tratamentos do líquido
O aço líquido contém impurezas como oxigênio, enxofre, nitrogênio,
hidrogênio e fósforo. Para a produção de peças fundidas é necessário a redução do
potencial de oxigênio a níveis suficientemente baixos de maneira a não ocorrer
25
porosidade pela evolução de CO durante a solidificação. Os aços fundidos devem
receber adição de desoxidantes fortes, sendo o alumínio o mais importante. A
Tabela 3 mostra a forma como se encontram essas impurezas no aço (FINARDI,
1979), (FINARDI, 1993).
A introdução de alumínio leva à formação de inclusões de óxidos suspensas
no líquido, o enxofre por sua vez forma inclusões de sulfetos, o nitrogênio em
conjunto com o alumínio tende também a formar inclusões de nitretos, que
precipitam em contorno de grão prejudicando sensivelmente as propriedades
mecânicas. O hidrogênio tende a formar bolhas e também tencionar a estrutura, o
fósforo embora não precipite na forma de inclusões, tende a segregar multiplicando
o efeito prejudicial das inclusões (FINARDI, 1993).
As impurezas não só prejudicam as propriedades mecânicas como também
outras características tecnológicas, tais como: viscosidade, acabamento superficial,
trincas de solidificação, baixa ductilidade, baixa tenacidade, redução da
usinabilidade.
Tabela 3: Principais impurezas e forma como encontram no aço sólido (FINARDI, 1993).
Impureza Porosidades Inclusões Solução sólida
Fósforo Não participa Não participa Participa na totalidade
Enxofre Não participa Quase totalidade Muito pouco
Oxigênio Participa Participa Quase nada
Nitrogênio Participa parcialmente Participa parcialmente Participa parcialmente
Hidrogênio Participa parcialmente Não participa Participa parcialmente
Para eliminar estes tipos de inclusões é necessário fazer um refino do aço.
Existe o refino primário que é feito no aparelho de fusão e o refino secundário que é
feito fora do aparelho de fusão, sendo que este último pode ser realizado em
panelas, conversores especiais, moldes ou ainda a vácuo (FINARDI, 1979).
Os processos de panela consistem na simples adição de desoxidantes
durante o vazamento o que leva a uma diminuição do potencial de oxigênio, não
obrigatoriamente diminuindo a quantidade de oxigênio total, mas transportando-o do
líquido para inclusões que irão ficar em suspensão. A qualidade do produto final vai
depender da velocidade com que essas inclusões suspensas são eliminadas.
26
A adição de alumínio após a adição de ferro silício leva a uma mais rápida
decantação de inclusões. A sequência mais aceita é a de adição de cálcio silício
após o alumínio, isto leva a transformação de inclusões de alumina em aluminado de
cálcio relativamente grandes que decantam com uma certa facilidade. As inclusões
restantes não afetam as propriedades do aço. A sequência adequada de adições
leva mais a um controle de morfologia de inclusões do que a uma eliminação de
inclusões (FINARDI, 1993).
2.1.4 Metalurgia dos aços fundidos
Guleypoglu (2003) cita que os aços fundidos possuem um intervalo de
solidificação pequeno, cerca de 50ºC entre o início e o fim da solidificação. Isto
favorece a formação de uma casca sólida que vai avançando para o núcleo, que
devido à contração de solidificação, forma um rechupe na última região a se
solidificar. Tal defeito é muito comum nos aços fundidos, porém, com um sistema de
alimentação adequado é possível produzir peças de boa qualidade, isentas de
rechupes.
2.2 DIMENSIONAMENTO DO SISTEMA DE ALIMENTAÇÃO
A solidificação deve ocorrer de forma direcional, ou seja, de acordo com a
geometria da peça, ela deve solidificar primeiro as partes mais finas, em seguida as
partes mais grossas (que devem ser supridas de líquido pelo massalote), e o
massalote deve ser o último a se solidificar (FUOCO, MARIOTO e ALBERTIN,
1987).
Existem dois requisitos básicos que o sistema de alimentação deve atender:
requisito térmico e volumétrico, os quais são vistos em detalhe a seguir:
2.2.1 Requisito térmico
Para possibilitar a solidificação de uma peça “sadia” internamente, deve haver
um gradiente de temperatura positivo em favor do massalote, ou seja, deve ser o
27
último a se solidificar. A sequência para se determinar o requisito térmico é descrita
nas equações 1 e 2, como:
𝑀𝑚 = 𝐾. 𝑀𝑝𝑒ç𝑎 (2)
“V”: Volume da peça ou da seção a ser alimentada (cm³);
“S”: Área das superfícies em contato com a areia (cm²);
“Mpeça”: Módulo da peça ou seção:
“Mm”: Módulo do Massalote:
“K”: é o coeficiente de segurança encontrado na pratica, de acordo com Mintegui
(2001) o valor de „K‟ pode ser encontrado na Tabela 4.
Tabela 4: Valores práticos o coeficiente de segurança (K) (MINTEGUI, 2001).
Ligas K
Ferro fundido cinzento hipoeutético 0,6 a 1,0
Ferro fundido nodular 0,8 a 1,1
Ferro fundido maleável 1,2 a 1,4
Aços 1,2 a 1,4
Ligas de cobre 1,2 a 1,4
Ligas de alumínio 0,8 a 1,1
O dimensionamento do massalote pode ser feito calculando o volume do
massalote na equação 3 e calculando o diâmetro do massalote na equação 4 da
seguinte forma:
𝑉𝑚 =𝜋. 𝐷𝑚
2
4. 𝐻𝑚 (3)
𝐷𝑚 =𝑀𝑚 2 + 4𝑝
𝑝 (4)
p: é a relação entre a altura do massalote e o diâmetro do massalote (Hm/Dm).
Os valores de “p” mais usados na prática variam entre 1 a 3. O valor de “p” é
definido em função de fatores práticos como a altura da caixa de moldar, altura
do massalote em relação ao modelo e tipo de liga. Quanto menor o valor de “p”
melhor será o rendimento metalúrgico resultante;
Hm: altura do massalote, normalmente é utilizado uma relação entre o diâmetro e
o massalote, em torno de 1,5 a 2 vezes o valor do diâmetro (cm);
Dm: diâmetro do massalote (cm);
𝑀𝑝𝑒ç𝑎 =𝑉
𝑆 (1)
28
Vm: volume do massalote (cm³).
2.2.2 Requisito volumétrico
O conceito deste requisito é que o massalote deve possuir um volume de
líquido suficiente para atender a contração da peça ou seção e do próprio
massalote. Por exemplo, para uma peça com 300 cm3 e uma liga que possui 6% de
contração do líquido, o massalote deverá dispor de no mínimo 18 cm3 de líquido
para alimentar somente a contração desta peça. No entanto para o
dimensionamento mais preciso do volume do massalote, este método considera o
volume da peça ou seção, o coeficiente de contração da liga e o rendimento do
massalote. O rendimento do massalote representa o valor em porcentagem de
líquido que é liberado pelo massalote, em outras palavras, é o tamanho do rechupe
que ocorre no massalote em porcentagem em relação ao volume do massalote. Este
procedimento de cálculo é conhecido como método Wlodawer (WLODAWER, 1966).
Neste método inicialmente é considerado que o volume do rechupe que ocorre em
um massalote é o resultado da contração volumétrica do material contido na peça e
no massalote (FUOCO, MARIOTO e ALBERTIN, 1987), (CAMPBELL, 1991). A
seguir é apresentado a equação 5 para o dimensionamento do massalote que
atenda ao requisito volumétrico.
𝑉𝑟 = 𝑏(𝑉 + 𝑉𝑚) (5)
Sendo: Vr: volume do rechupe (cm³); b: coeficiente de contração da liga no
estado líquido.
A eficiência ou rendimento do massalote () pode ser medida na prática
utilizando a equação 6:
𝜂 =𝑏(𝑉 + 𝑉𝑚)
𝑉𝑚 Logo:
𝑉𝑚 =𝑏. 𝑉
𝜂 − 𝑏 (6)
A partir deste último cálculo se obtém a equação abaixo, a qual se pode
dimensionar o volume do massalote (Vm) para atender ao requisito volumétrico da
peça ou seção. Os valores do rendimento do massalote () são tabelados ou podem
ser determinados na prática de fundição, para massalotes na areia varia entre 0,14 a
0,20 e para luvas exotérmicas entre 0,35 a 0,42. Alguns valores do coeficiente de
29
contração (b) é mostrado na Tabela 5, dependendo da composição química da liga,
temperatura de trabalho e dureza do molde.
Tabela 5: Valores dos coeficientes de contração “b”(FUOCO, MARIOTO e ALBERTIN, 1987).
Ligas Superaquecimento
50 (oC) 150 (
oC)
Bronze comum 0,04 0,045
Latão comum 0,06 0,065
Ligas de Mg 0,045 a 0,05 0,05 a 0,06
Ligas de AlSi10 a 13 % 0,045 0,05
Ligas de AlSi5 a 10 % 0,065 a 0,075 0,07 a 0,08
Ligas AlCu4 a 8 % 0,065 a 0,075 0,07 a 0,08
Aço C 0,8 % 0,06 0,07
Aço C 0,3 % 0,05 0,06
Fe fundido branco CE=3 % 0,04 0,06
DUREZA DO MOLDE Rígido Não rígido Rígido Não rígido
Ferro cinzento não inoculado CE>4,1 %
0,005 0,04 0,01 0,05
Ferro cinzento inoculado CE>4,1 %
0,005 0,05 0,01 0,06
Ferro cinzento inoculado CE 3,8 a 4,1 %
0,01 0,05 0,02 0,06
Ferro cinzento inoculado CE<3,8 %
0,02 0,05 0,03 0,06
Ferro nodular inoculado CE>4,3 % 0,025 0,06-0,08 0,03 0,08-0,1
Tendo-se calculado o volume do massalote (Vm) se procede ao cálculo do
diâmetro do massalote (Dm). A sequência de cálculos a seguir mostra como foi
obtida a equação para calcular o diâmetro do massalote para atender o requisito
volumétrico.
𝐷𝑚 = 𝑉𝑚 . 4
𝜋. 𝑝
3
(7)
Na equação 7, é possível calcular o diâmetro do massalote para atender ao
requisito volumétrico, o valor de “p” deve ser definido conforme descrito
anteriormente no capitulo 2.2.1.
Após o dimensionamento do massalote para atender o requisito térmico e o
volumétrico deverá ser definido qual dos dois que será aplicado na peça. A regra é
30
simples, deverá ser usado o massalote que atenda aos dois requisitos, ou seja, o
maior.
2.2.3 Pescoço
O dimensionamento do pescoço é baseado no requisito térmico. Via de regra
o módulo do pescoço (Mn) é o módulo médio entre o módulo do massalote e o
módulo da peça ou seção. Significa que na sequência de resfriamento o primeiro a
solidificar deve ser a peça ou seção, segundo o pescoço e por último o massalote. A
identificação do módulo do pescoço é feita com as letras “Mn”, isto ocorre devido à
origem desta identificação ser proveniente da língua inglesa, onde “M” significa
“modulus” e “n” significa “neck”, ou seja, pescoço, em português.
𝑀𝑚 > 𝑀𝑛 > 𝑀
Portanto o módulo do pescoço é a média entre o módulo do massalote e o
módulo da peça ou seção da peça conforme demonstrado na equação 8:
𝑀𝑛 =𝑀𝑚 + 𝑀𝑝𝑒ç𝑎
2 (8)
Sendo: Mn: Módulo do pescoço;
Para facilitar o cálculo recomenda-se que desenho do pescoço seja um cubo,
com comprimento, espessura e largura iguais, conforme mostra a Figura 2.4, na
qual, para melhor visualizar a cota não foram incluídos os raios de arredondamentos
nas arestas localizadas entre o massalote e o pescoço. Abaixo a sequência para a
obtenção da equação 9 para dimensionar o pescoço do massalote. O módulo do
pescoço é dado pela relação volume do pescoço/superfície do pescoço.
𝑀𝑛 =𝑉
𝑆=
𝑎3
4𝑎2
𝑎 = 4. 𝑀𝑛 (9)
Sendo: “a”: dimensão do pescoço
Desta maneira se obtém a equação para calcular as dimensões do pescoço,
cota “a”, para ligas metálicas em geral, exceto ferro fundido cinzento, nodular e
vermicular.
No caso de ferros fundidos cinzentos e nodulares, existe a possibilidade de
ocorrer refluxo de líquido para o massalote caso o pescoço esta aberto ao fluxo.
Caso isto ocorra, rechupes poderão ser formados na peça na região próxima ao
31
massalote. Este evento ocorre devido à formação e crescimento da grafita. Para
evitar este efeito o pescoço deve solidificar um pouco antes da solidificação da peça.
Após várias pesquisas recomenda-se a aplicação da equação 10 para o
dimensionamento do pescoço:
𝑀𝑛 = 𝑓. 𝑀𝑝𝑒ç𝑎 (10)
Sendo: : fator prático de correção do módulo.
Para ferro fundido cinzento recomenda-se “” entre 0,3 a 0,5 e para ferro
fundido nodular entre 0,5 a 0,8.
2.3 PROPRIEDADES DOS METAIS E SUAS LIGAS LÍQUIDAS
2.3.1 Fluidez
Do ponto de vista físico a fluidez é o inverso da viscosidade, é a capacidade
de um material preencher os detalhes de um molde, ou seja, aumentando a fluidez
na maioria das vezes consegue-se melhorar o preenchimento dos detalhes de um
molde, na prática isso se consegue elevando a temperatura de vazamento. Esse
acréscimo na temperatura pode levar a problemas como absorção de gases pelo
líquido, reação com o refratário do forno e material de moldagem, maior consumo de
energia, pior qualidade superficial da peça fundida, maior tendência a desenvolver
trincas de solidificação e estrutura grosseira da peça fundida.(FINARDI e GUEDES,
1984)
PORTEVIN e SEBASTIAN (1953 apud FINARDI e GUEDES, 1984, p.151)
propuseram a equação 11 com a formulação matemática para exprimir a fluidez do
material em termos de distância percorrida em uma cavidade de seção constante:
I = α Cpδ tv − ts
ts − tm+ β
Csδ
ts − tm (11)
Sendo: I: distância percorrida pelo material; α e β: fatores dependentes da
natureza do molde e do material; Cp: calor específico do material líquido; δ:
densidade do material líquido; tv: temperatura de vazamento; ts: temperatura de
solidificação do material; tm: temperatura do molde; Cs: calor latente de solidificação
do material.
32
A correlação entre os resultados experimentais obtidos e essa formulação
matemática mostra grande dispersão, pois, as variáveis de importância têm efeito
marcante sobre a distância percorrida por um material em um canal, podendo-se
agrupá-las em três categorias: variáveis inerentes ao material (Ex: composição,
temperatura de vazamento); variáveis do molde (Ex: material de moldagem,
rugosidade superficial) e o elemento humano (Ex: maneira como o é vazado).
A distância percorrida pelo material em uma cavidade depende da maneira
como a liga se solidifica. Ligas com grande intervalo de solidificação, tendem a
formar dendritas ramificadas que bloqueiam o fluxo de líquido por formar uma rede
no interior da cavidade. Nas ligas de menor intervalo de solidificação é formado junto
as paredes do molde um filme sólido que não perturba tão pronunciadamente a
fluidez, ou seja, as ligas com menor intervalo de solidificação são as que
apresentam melhor fluidez (FINARDI e GUEDES, 1984).
De acordo com MAL (1953 apud FINARDI e GUEDES, 1984, p.153) o
carbono tem pouca influência sobre a fluidez diminuindo do aço extra doce (0,08%
C) até o aço médio carbono (0,3% C) e voltando a se elevar para aços de alto
carbono (0,6% C) conforme pode ser observado na Figura 3.
Os elementos como o manganês, silício, níquel e cobre ajudam na fluidez dos
aços baixa liga, principalmente em vazamento com baixa temperatura. O cromo
praticamente não influencia a fluidez e o vanádio diminui essa propriedade. O
alumínio atua não só como elemento de liga, mas também pela capacidade de
formar filmes de óxidos e inclusões suspensas (FINARDI e GUEDES, 1984).
No caso de ferros fundidos a medida que a temperatura aumenta a fluidez
aumenta continuamente. No caso dos aços, ao contrário, o aumento de temperatura
não se reflete obrigatoriamente em aumento proporcional de fluidez. As reações
físico-químicas existentes alteram a formação de óxido e podem modificar a fluidez
dos aços. O decréscimo de fluidez está associado a presença de partículas sólidas
constituídas pelas inclusões de óxidos, conforme demonstra a Figura 4, efeito da
quantidade de inclusões na viscosidade de aço para rolamentos na temperatura de
1200ºC (FINARDI e GUEDES, 1984).
33
Figura 3: Influência do teor de carbono sobre a fluidez de aços com 0,73% Mn e 0,36% Si
(FINARDI e GUEDES, 1984).
Figura 4: Efeito de inclusões na viscosidade de aço à 1600ºC (FINARDI e GUEDES, 1984).
Em resumo existem três variáveis metalúrgicas que alteram a fluidez dos
metais e suas ligas: temperatura, composição e presença de partículas de óxidos
(FINARDI e GUEDES, 1984).
34
2.3.2 Tensão superficial
Embora na temperatura em que o material é fundido as forças de atração
entre os átomos não mantém um padrão relativamente permanente, essas forças
ainda assim tem um efeito. Agem para impedir os átomos de voarem separados,
como em um gás, e dar ao líquido uma propriedade conhecida como tensão
superficial. Isto pode ser facilmente observado se uma gota de mercúrio é colocada
em uma folha de vidro. Ele irá assumir a forma de uma esfera achatada. A gravidade
agindo no mercúrio denso tenderá a achatá-lo sobre a superfície do vidro, mas isso
vai ser neutralizado por outra força que tende a tornar a gota esférica. Como
mostrado na Figura 5A esta força é a tensão superficial e a forma como ocorre (uma
gota de mercúrio colocado sobre uma folha de vidro) é mostrado na Figura 5B que
representa uma seção altamente ampliada da superfície do líquido (uma seção
ampliada da superfície do líquido).
Figura 5: Tensão superficial em A gota de mercúrio e B seção ampliada da superfície
(WEBSTER, 1980).
Os átomos em um material líquido estão constantemente em movimento, mas
a qualquer momento alguns deles, tais como ao marcado em preto no diagrama,
deve compor a superfície. É visível que todas as forças de atração entre este átomo
e seus vizinhos estão abaixo da superfície do material. Isto tem o efeito do desenho
todos os átomos da superfície em direção ao centro da massa. Como pode ser visto
a partir da gota de mercúrio, a superfície age como uma pele elástica, resistindo à
força da gravidade que está tentando espalhar para fora sobre o vidro. A magnitude
da tensão superficial depende da quantidade de atração entre os átomos
particulares e, portanto, difere de líquido para líquido e tende a diminuir com o
aumento da temperatura.
35
Forças de atração não apenas podem ocorrer entre um átomo num líquido e
outros átomos nesse mesmo líquido, mas também entre o átomo e os átomos de um
sólido, com o qual o líquido está em contato. Se a superfície da água num recipiente
de vidro limpo é estudada, será notado que não é plana. Esta superfície curva,
ilustrada na Figura 6A é chamada de menisco e é criado pela atração entre os
átomos da água e os do vidro sendo maior do que as forças de atração entre os
átomos da água. No caso de mercúrio as forças de atração entre os átomos no
líquido eram mais fortes do que entre o líquido e o vidro, portanto, o formato da gota
na Figura 5A. O menisco de mercúrio em um recipiente de vidro seria da forma
ilustrada na Figura 6B.
(A) (B)
Figura 6: Meniscos em A água e em B mercúrio em recipientes de vidro.(WEBSTER, 1980)
Figura 7: Atração capilar fazendo a água subir no tubo (WEBSTER, 1980).
Quando um tubo de pequeno diâmetro é colocado em um líquido, que iria
produzir um menisco da forma ilustrada na Figura 6A. A atração dos átomos no tubo
em relação aqueles no líquido é suficientemente forte para levantar uma pequena
quantidade de líquido acima do furo do tubo, como mostrado na Figura 7. Isto é
chamado atração capilar.
36
O efeito oposto, repulsão capilar, provoca a depressão do líquido, e é
importante uma vez que é análoga à resistência da superfície do enchimento das
seções estreitas em moldes.
O significado destes efeitos da tensão superficial em canais de alimentação é
que as mudanças na composição da liga do fundido e o material de molde podem
afetar a capacidade do material em umedecer a superfície do molde. Quando
seções extremamente estreitas estão sendo vazadas ou fundidas com detalhe muito
fino na sua superfície devem ser feitos, uma liga de combinação de material de
molde do tipo ilustrado na Figura 6A é preferível à mostrada na Figura 6B
(WEBSTER, 1980).
2.3.3 Formação de óxido
As escórias e inclusões são defeitos que podem ser provenientes de meios
externos ao molde, ou seja, do forno ou refratário da panela, ou serem geradas
dentro do molde no sistema de canais. Os métodos que podem ser empregados
para evitar a inclusão de tais partículas na peça seriam, por exemplo, utilizar filtros
ou projetar os canais para encher de forma controlada, permitindo que a escória
tenha tempo de flutuar e ficar presa nos canais antes do líquido entrar na cavidade
de molde (SUSCHIL e PLUTSHACK, 1992).
2.4 SISTEMA DE ENCHIMENTO
Sempre que possível, é melhor se projetar o sistema de canais de maneira a
favorecer que o último líquido venha a preencher as partes que solidificam por
último. Desta maneira se promove um gradiente térmico favorável para se evitar a
formação de rechupes na peça. Dessa forma, é correto, dirigir o fluxo do sistema de
canais para um massalote, e dele então entrar na cavidade de molde, pois o
massalote é projetado para ser a última parte do conjunto a se solidificar.
Quando o sistema de canais não pode ser projetado de forma a promover
gradiente térmico desejável, se deve projetar de modo que não produza gradientes
muito desfavoráveis. Para isto, muitas vezes será necessário, um sistema de canais
que conduza o material para a cavidade do molde através de múltiplos canais de
ataque, de modo que nenhum dos canais se transforme em um ponto quente. Isto é
37
especialmente importante quando se tem paredes muito finas, e a distribuição
desigual do calor na cavidade de molde preenchida pode produzir formas
indesejáveis na solidificação e fazer com que a peça entorte. Além disso, a
contração do sistema de canais durante a solidificação, por ser mais robusto pode
repuxar as seções da peça, tendo por resultado a distorção quente (SUSCHIL e
PLUTSHACK, 1992).
O formato do sistema de canais é crucial e é um dos itens mais importantes
para a qualidade do produto fundido. No entanto não necessariamente devem-se
eliminar opções de vazamento direto por cima do molde, ou seja, pela luva ou
massalote, pois existem peças que podem ser vazadas com mais vantagem por este
método do que ter um sistema de enchimento por baixo mal projetado.
Para projetar canais com formato adequado, é necessário seguir algumas
regras, que originalmente eram empíricas, mas que com o passar dos anos e da
tecnologia, foi possível comprová-las, através de simulação com água em moldes
transparentes, raio-x e simulação em computador. Apesar de toda essa tecnologia,
muitas incertezas existem, ainda não é uma ciência madura. O vazamento do
material metálico líquido em moldes fechados representa um grande desafio para o
engenheiro de fundição (CAMPBELL, 2004).
Segundo Campbell (2004), os requisitos de um bom sistema de enchimento
são:
1) Ter um bom rendimento metalúrgico, isso garante uma boa produtividade e
economia.
2) O molde deve encher com rapidez, porém nos canais de ataque não deve
ultrapassar a velocidade crítica e não causar turbulência, esta velocidade
geralmente é de cerca de 0,5 m/s para a maioria das ligas fundidas.
3) Entregar na cavidade do molde somente material líquido, ou seja, evitar que
impurezas como escórias, óxidos, e areia se incorporem ao líquido e entrem no
sistema.
4) Eliminar a turbulência na superfície do material, preferencialmente no estágio
inicial, evitando que ele entre em contato com o oxigênio e oxide. Outro aspecto
importante é evitar que haja a fragmentação e mistura do óxido no fluxo do líquido,
qualquer fragmentação que ocorra resultará em dano na peça. Para isso é
necessário não ultrapassar a velocidade crítica, isso é um desafio, pois a velocidade
crítica é bastante baixa.
38
5) O sistema de canais deve ser fácil de remover da peça, de preferência o canal
deve quebrar com um único golpe ou com um corte reto, cortes curvos são difíceis e
demorados, logo reduz a produção.
Devido à grande dificuldade de cumprir os critérios listados acima, houve uma
tendência a evitar fundição por gravidade devido a dificuldade em conseguir alta
qualidade e confiabilidade. Estudos demonstram que uma solução para evitar o
enchimento turbulento, é o emprego do vazamento em contra pressão ou contra
gravidade, também conhecida como processo de fundição a baixa pressão,
conforme mostra o esquema da Figura 8, com vários esquemas de sistema de
canais por gravidade em que a base do canal de descida se conecta com o canal de
ataque. Possíveis locais de filtro são indicados nas de linhas tracejadas.
Figura 8: Esquema de vários sistemas de canais por gravidade (CAMPBELL, 2004).
Apesar do enchimento do molde de baixo para cima (contra a gravidade)
atender os requisitos, nem todos possuem condições de operacionalizar este
sistema de enchimento. Portanto, o sistema de enchimento por gravidade ainda é
muito utilizado.
O requisito 3, exige que seja transportado para dentro da cavidade do molde,
somente líquido. Então, todas as bolhas geradas nas parte inicial do sistema de
canais deveriam ser eliminadas neste estágio inicial, ou seja, as bolhas de ar não
devem ser arrastadas por turbulência. Se o sistema de canais é mal projetado,
possuindo muita turbulência com a incorporação de ar, viola-se o requisito nº 4, isso
resulta em vários problemas, tais como bolhas de gás, respingos e bolhas menores,
com tamanhos entre 0,5 a 5 mm de diâmetro, as quais se concentram em locais
específicos, geralmente na parte superior da peça (RUNYORO, BOUTORABI e
CAMPBELL, 1992).
39
Quando os canais são adequadamente projetados, o material preenche a
cavidade do molde limpo, sem a formação de bolhas de ar e inclusão de óxidos. O
requisito 3 a escória não deve entrar na cavidade do molde. Na produção é comum
o canal primário ser posicionado no molde superior e o canal de ataque no molde
inferior, como ilustrado na Figura 9. O pensamento que está por trás deste projeto
de sistema de enchimento é que a escória irá flutuar para a parte superior do canal
primário e não entrará nos canais de ataque. Entretanto tal pensamento é falho,
porque está bem claro que parte do primeiro material que entra no canal primário irá
cair no primeiro canal de ataque que encontrar, entrando juntamente escória e ar.
Neste caso, o material não possui tempo suficiente para reduzir a turbulência e
permitir a flutuação de escórias, óxidos e bolhas.
Um sistema de enchimento mais adequado é mostrado na Figura 10, neste
caso, o canal primário está no molde inferior e os ataques no molde superior, neste
sistema o canal primário tem que encher antes de atingir os canais de ataque, assim
o material tem um tempo curto, porém precioso, para se livrar das bolhas e
impurezas que irão flutuar. Boa parte dessas impurezas irá ficar presa na superfície
superior do canal primário, somente uma pequena parcela infelizmente consegue
entrar pelo canal de ataque e atingir a cavidade da peça (FUOCO e CORRÊA,
2003).
Figura 9: Sistema de enchimento que possibilita a entrada de escórias, óxidos e bolhas na
cavidade do molde (CAMPBELL, 2004).
Se a velocidade do fluxo no canal de ataque não for muito alta, a escória tem
uma grande chance de ficar presa na parte superior do canal, não entrando assim
na cavidade do molde. A Figura 11B ilustra um sistema ideal que contrasta com o
sistema mostrado na Figura 11A. O sistema de enchimento da Figura 11B foi
40
projetado para evitar o arrastamento de ar em todos os estágios do sistema
(CAMPBELL, 2004).
Figura 10: Sistema de enchimento que reduz a possibilidade de entrada de escórias, óxidos e
bolhas na cavidade do molde (CAMPBELL, 2004).
Figura 11: (A) um sistema ineficiente de canalização, (B) um sistema eficiente e econômico
(CAMPBELL, 2004).
O requisito 4 é simples, porém exige que não haja nenhuma turbulência na
superfície da frente do fluxo, pois isto é fundamental para obtenção de bons
fundidos, deve-se considerar esse quesito em profundidade.
Enchimento do molde por baixo não é uma missão tão fácil de cumprir, é
muito comum encontrar sistemas de enchimento por baixo mal projetados, tendo
uma atuação pior do que os sistemas convencionais. Tais sistemas são compactos e
41
econômicos, porém, a quantidade de refugo gerada é grande. A sequência de
problemas que se tem é evidente quando se considera a queda do primeiro líquido
ao longo do canal de descida, a velocidade elevada do líquido e seu impacto na
base do canal de descida provocam uma espécie de “explosão”, que respinga
líquido para todos os lados, a maior parte do líquido segue de maneira desordenada
para dentro da cavidade do molde, carregando com ele ar e gases, de forma
turbulenta, gerando ondas e oxidação. Fuoco e Correia (2003) reafirmam o que
Campbell (2004) disse acima, ele comenta que a bacia na base do canal de descida
representa um aumento repentino da seção transversal do canal de descida,
gerando turbulência.
É importante então desenhar a base do canal de descida com cuidado, esta
região deve encher rapidamente, de maneira a excluir o ar o mais rápido possível e
o desenho do canal primário e ataques devem restringir o material de qualquer
vazio, o fluxo deve fluir constrito a parede do canal, a fim de evitar a formação de
respingos e depressões. Os sistemas de enchimento mostrados nas Figura 12,
possuem desenho que favorecem o movimento do fluxo do líquido de maneira
constrita as paredes do canal e desta maneira se evita a formação de depressões,
ondas, vazios e respingos (CAMPBELL, 2004).
Figura 12: (a) e (b) Sistemas de enchimento de baixo para cima melhorados e (c) com redução
da altura de vazamento (CAMPBELL, 2004).
42
2.4.1 Velocidade crítica
Evitar a turbulência do líquido que entra na cavidade do molde é
provavelmente a regra mais complexa de se cumprir quando se trata de sistema de
vazamento por gravidade. Dessa forma, admite-se que parece ser impossível
garantir a prevenção de algum dano ou defeito de fundição. A exigência é ainda
maior na indústria, pois sempre foi enfatizado a respeito da importância de se
trabalhar com um sistema de enchimento sem turbulência na fundição.
Pesquisas feitas em diversas fundições apontam que pelo menos 80% de
todos os defeitos têm como causa raiz a turbulência. O problema é geral, e muito
mais grave do que se suspeitava pela maioria dos fundidores.
A queda do líquido a partir de uma altura de 10 mm durante o vazamento faz
com que o material exceda a sua velocidade crítica. Como as quedas do líquido
dentro dos moldes são da ordem de 10 a 100 vezes maior do que 10 mm, é provável
que o dano causado ao molde seja proporcional a energia envolvida. Dessa
maneira, os danos causados podem ser entre 100 a 10000 vezes maior.
Efetivamente tem que se admitir que parece ser impossível evitar que ocorra algum
dano às ligas vazadas por gravidade.
É possível se obter ótimos resultados com um sistema de enchimento
adequado, isso é possível com o emprego de um projeto de canais que possibilite o
controle da velocidade do fluxo, se evite ultrapassar a velocidade crítica e a altura
crítica de queda, é importante evitar o vazamento por gravidade, do tipo
derramamento, entre outros cuidados (CAMPBELL, 2004).
Consideram-se três métodos de enchimento do molde:
1) Enchimento por gravidade.
2) Enchimento por transferência horizontal por inclinação (basculamento). A
posição inicial ocorre com o molde na posição horizontal, o material é vazado em um
reservatório, depois o molde é rotacionado e o material é transferido do reservatório
para o molde.
3) Enchimento em contra a força da gravidade ou sob-baixa pressão. O
material entra no molde de baixo para cima, com o emprego de pressão.
Somente os dois últimos têm potencial para produzir peças de qualidade
quase perfeita. Segundo as experiências deste pesquisador, ele descobriu que com
o enchimento por gravidade, é mais difícil se obter bons resultados, enquanto que
43
com a transferência horizontal por inclinação é difícil se obter resultados ruins.
Porém necessitam de esforços específicos para se alcançar condições que venha a
gerar baixa turbulência.
O enchimento do molde pode ser feito de: “de cima para baixo”, “ao longo” ou
“de baixo para cima”. Desses métodos, somente o “ao longo” e “de baixo para cima”
é que realizam a operação com o mínimo de turbulência na superfície do líquido.
Que a fundição por gravidade não é a ideal, isso ficou claro no texto exposto
acima, porém este é um processo que ainda vai continuar existindo por muito tempo,
pois é o mais barato e viável de acontecer. Dessa forma é importante dedicar tempo
ao que pode ser melhorado em relação a esse sistema de vazamento, conseguindo
assim custos que o cliente final possa pagar, o desafio é conseguir conciliar baixo
custo e alta qualidade, isto realmente é interessante (CAMPBELL, 2004).
2.4.2 Máxima velocidade de enchimento
O Conceito de velocidade é claramente representado na Figura 13, nela
pode-se observar que na condição (a) a velocidade é igual a zero, porém esta
condição não atende o enchimento de moldes, na condição (b) a velocidade é
crítica, acima dela ocorre o fenômeno da situação representada em (c), situação na
qual existe muita instabilidade na superfície do líquido e consequente quebra e
mistura do filme de óxido no líquido. Desta maneira, a condição (b) é a ideal para
enchimento de moldes.
Figura 13: Velocidade ótima de enchimento (CAMPBELL, 2004).
A gota que é formada quando o líquido emerge é gerada quando se chega
próximo da velocidade crítica, a qual esta intimamente ligada com a tensão
superficial do material. Uma gota de alumínio quando cai em uma superfície tende a
44
ter aproximadamente 12,5 mm de altura. Ocorre o mesmo para outros materiais, por
exemplo: ferro 10 mm, cobre 8 mm, zinco 7 mm e o chumbo 4 mm, a água tem cerca
de 5 mm.
Pesquisas recentes têm demonstrado que quando é excedida a velocidade
crítica, a turbulência pode ser dobrada. Isto ocorre quando a espessura do canal é
maior que a altura da gota crítica.
Normalmente a superfície do material é coberta por uma película de óxido que
pode ser formado de acordo com as características do material base e da atmosfera
em que ele se encontra. Portanto há uma chance dessa película ser incorporada no
líquido, caso seja ultrapassada a velocidade crítica, pois ocorre um dobramento da
película, causando a incorporação do óxido e de ar/gases.
A velocidade crítica de enchimento pode ser visualizada na Tabela 6 de
acordo com alguns autores pesquisados:
Tabela 6: Velocidade crítica do líquido no sistema de enchimento .
Segundo Campbell
(2004) Fuoco e Corrêa (2003)
Ferro Fundido, aços e bronzes 40 cm/s
Alumínio 50 cm/s 50 cm/s
Magnésio e suas ligas 55 a 60 cm/s
Poucos autores citam a velocidade crítica, Campbell (2004) diz que é comum
adotar 0,5 m/s para todas as ligas metálicas líquidas. Fuoco e Corrêa (2003)
confirmam essa informação, utilizando essa velocidade para os experimentos
práticos com sistemas de canais. Campbell (1991) já citava essa velocidade como
velocidade crítica.
A condição de velocidade máxima proíbe ataques na parte superior de peças
fundidas, devido ao efeito cachoeira, no qual o material cai na cavidade do molde,
causando oxidação e erosão. Naturalmente na prática essas velocidades sempre
são excedidas, levando ao perigo da incorporação do filme de óxido (FUOCO e
CORRÊA, 2003).
Experimentos com fundição de alumínio demonstram que a resistência do
material pode cair em até 90% caso seja ultrapassada a velocidade crítica, peças
fundidas feitas em moldes que em nenhum momento excedem a velocidade crítica
45
resultam em peças muito resistentes a fadiga e são a prova de vazamentos no teste
hidrostático.
As ligas metálicas que mais tendem a ocorrer às inclusões de filmes de
óxidos são o zinco, o alumínio, e os ferros fundidos dúcteis. Aços ao carbono e aços
inoxidáveis deveriam se comportar da mesma forma, porém quando o filme de óxido
é incorporado ao líquido acaba sendo parcialmente fundido e assim consegue flutuar
facilmente, migrando para próximo da superfície e causando defeitos como inclusão
de escória e óxidos.
É importante lembrar o conceito central de velocidade crítica, o caráter de
turbulência de superfície não é previsível em detalhe, o aspecto chave é que abaixo
da velocidade crítica é seguro, acima dela há o risco de arrastamento e incorporação
de impurezas no líquido (CAMPBELL, 2004).
2.4.3 Tempo de enchimento
Levando em consideração que não ultrapassar a velocidade crítica é
importante para a qualidade do material, o tempo de enchimento precisa ser bem
estudado, pois se for muito demorado o material pode solidificar prematuramente, já
se for muito rápido há tendência de ultrapassar a velocidade crítica é grande.
Mediante os detalhes já apresentados, o desafio de determinar o tempo de
enchimento, deve levar em consideração fatores tais como: garantir uma vazão sem
turbulência; garantir que a solidificação só se inicie após o término do enchimento;
que seja possível operacionalizar o vazamento; que a areia do molde resista a
radiação do líquido (ABREU, 2011).
O fator mais importante no projeto de canais é o tempo de vazamento e ele
depende do peso da peça, temperatura do material, tipo de material e espessura da
peça. Sendo o tempo de enchimento um dos fatores importantes do projeto de
canais, a Figura 14 mostra um gráfico baseado em dados retirados de várias
fundições japonesas, para determinação do tempo de vazamento em função do
peso da peça (kg); temperatura, aço e espessura da peça, de acordo com a
equação 17(MAEHARA e ESMERALDO, 1989):
𝑇 = 𝐴 + 𝐾 . 𝜏 . 𝑊 . 𝛽 (17)
46
Sendo: T: tempo de vazamento (segundos); A: fator constante (segundos).
Fator constante em tempo, para compensar a dificuldade de entrada do líquido,
devido a necessidade de saída de gases (função do peso e do formato da peça); K:
fator (varia de 0,3 a 2,0 conforme a fundição); : espessura da área mais
representativa da peça (mm); α: fator sobre espessura (α = 0,4 mais utilizado); W:
Peso bruto da peça (kg); : f(Hs) - função da temperatura de vazamento; Hs:
porcentagem de sobreaquecimento da temperatura de vazamento
Sendo que “Hs” corresponde a equação 18 e “β” a equação 19:
Hs =Temperatura de vazamento − Temperatura de início de solidificação
Temperatura de início de solidificação x 100 (18)
𝛽 = 5
20 − 13 log 𝐻𝑠 (19)
Figura 14: Relação entre tempo e peso de vazamento na temperatura de 1540 ºC (MAEHARA e
ESMERALDO, 1989).
47
2.4.4 Projeto de sistema de canais
Transportar o líquido do forno para o molde pode ser um passo crítico, pois
boa parte dos refugos (rejeitos) produzidos na fundição advém desses segundos de
vazamento. Trabalhos recentes têm demonstrado que a maioria dos danos
causados na fundição se deve a sistemas de enchimento mal projetados
(CAMPBELL, 2004).
Sistema de canais é um conjunto de condutos que permitem o enchimento da
cavidade do molde com o líquido. Esse sistema é dividido em três partes – entrada,
distribuição e ataque, é importante que os canais sejam confeccionados de forma a
permitir uma rápida passagem do material sem haver turbulência, a qual favorece a
oxidação do material. Não se deve atacar/entrar com o líquido diretamente nas
partes frágeis do molde, sempre que possível deve-se dividir as entradas de material
em mais locais da peça, a fim de evitar o superaquecimento da região de entrada.
Nos locais superaquecidos, rechupes poderão ocorrer. A geometria do
sistema de canais deve dificultar a entrada de areia e escória para a cavidade do
molde e deve ser dimensionado e adequado ao grau de oxidação da liga e ao modo
de solidificação da mesma. A Figura 15 mostra as principais partes que constituem o
sistema de canais do tipo horizontal (SOUZA, 2001).
Figura 15: Componente básicos de um sistema de canais com partição horizontal (SUSCHIL e
PLUTSHACK, 1992).
O enchimento rápido do molde pode ser bom, como por exemplo, para peças
finas, que tendem a solidificar antes do enchimento completo da cavidade, causando
desta maneira defeito de peça incompleta ou de solda fria. Entretanto deve-se
48
procurar um meio termo, pois o enchimento rápido poderá causar erosão na região
dos canais, arrastando areia para dentro da cavidade do molde (SUSCHIL e
PLUTSHACK, 1992).
É necessário seguir um procedimento para elaboração de projetos de
fundição, na Figura 16 existe um fluxograma com alguns sub-tópicos que ajudam a
fazer uma pré-análise a fim de considerar as variáveis antes da execução
Figura 16: Fluxograma dos principais itens para elaboração dos sistema de canais (MAEHARA
e ESMERALDO, 1989).
É importante ter alguns cuidados com os canais que transportam o aço
líquido. A areia empregada na região dos canais deve ser de alta qualidade, pois o
líquido possui altíssima temperatura nestes locais. O sistema de canais deve ser
simples, pois o aço é viscoso. Controladores de vazão cerâmicos, filtros e canais em
descida tipo degraus não devem ser utilizados. Quando usar panela de vazamento
com válvula para vazamento, a área da válvula deverá ser levemente menor que a
área do canal de descida. É possível inclinar moldes pequenos em torno de 30 a 40º
a fim de direcionar a solidificação, concentrando o material mais frio na parte inferior
do molde, porém não se recomenda esta prática para moldes grandes. A linha de
partição do molde de ser feita de forma que metade da peça fique no molde superior
e a outra metade no inferior (GULEYPOGLU, 2003).
2.4.5 Oxidação do material líquido no sistema de enchimento
A altura crítica de queda possui um conceito semelhante a velocidade crítica,
e pode ser definida de acordo com os tipos de ligas no estado líquido, sendo que
varia de 3 a 15 mm. Peças com canal de entrada na parte superior irão na sua
49
maioria exceder o limite da velocidade crítica. Muitas formas de canais que possuem
ataques na linha de divisão do molde também violam esta regra.
Para fundição convencional por gravidade em molde de areia ou permanente,
deve-se admitir alguma queda. Dessa forma, a melhor opção é fazer um projeto com
uma única queda, através de um canal de descida, o qual conduz o material ao
ponto mais baixo do molde e a partir daí constitui-se os canais primário e ataques
com enchimento da cavidade do molde de baixo para cima.
Uma opção mais segura para o projeto dos ataques será posicioná-los na
parte de baixo da cavidade do molde. A localização dos ataques por cima da
cavidade do molde ou na linha de divisão do molde não são opções adequadas para
evitar a turbulência da superfície do líquido. Também deve ser evitado qualquer tipo
de canal que cause o efeito cascata. Exceder a velocidade crítica não significa
necessariamente que vai ocorrer um defeito, significa somente que há possibilidade
de que ele ocorra.
O filme de óxido geralmente apresenta certa resistência e rigidez e atua como
proteção para o restante do material que fica impedido do contado com o oxigênio
da atmosfera. Este comportamento foi investigado para as ligas de alumínio
segundo Din, Kendrick e Campbell (2003 apud Campbell, 2004, p.20), foi constatado
que altura de queda segura atingiu o limite de 12,5 mm, alturas de queda de até 100
mm podem ser empregadas em alguns casos, dependendo da composição da liga.
Entretanto, quedas superiores a 200 mm favoreceram a formação de inclusões de
óxidos, a velocidade obtida no fluxo foi de cerca de 2 m/s.
O líquido que inicia a queda por gravidade no canal de descida possui
turbulência suficiente para que ocorra ruptura dos óxidos da superfície e a
consequente mistura com o líquido em movimento. Por esta razão é adequado
concluir que o vazamento por gravidade nunca irá possuir o mesmo nível de
qualidade que é fornecido pelo sistema de enchimento de baixo para cima, tal como
o processo a baixa pressão e outros sistemas que podem evitar a turbulência na
superfície do líquido em deslocamento (CAMPBELL, 2004).
2.4.6 Relação de área
Os sistemas são divididos em: canal de descida : canal primário : canal de
ataque, como por exemplo, um sistema do tipo “1:1:1” ou “1:2:1”, Sendo que: o
50
primeiro número representa o módulo da área transversal da base do canal descida;
o segundo número representa o módulo da área transversal do canal de distribuição;
o terceiro número representa o módulo da área transversal dos canais de ataque. O
menor número da relação representa a seção de estrangulamento do sistema,
também conhecido como seção de choque(FUOCO e CORRÊA, 2003),
(MARIOTTO, ALBERTIN e FUOCO, 1987).
De acordo com as relações de áreas em uso no sistema de canais o mesmo
pode ser do tipo convergente ou divergente, conforme é explicado a seguir.
Sistema convergente: Neste tipo de sistema de canais a seção reguladora do
fluxo (estrangulamento ou choque) de líquido se encontra na região do ataque.
Neste sistema temos o material entrando na cavidade do molde com maior
velocidade, pois, na região do estrangulamento ocorre aumento da velocidade do
fluxo de acordo com lei da continuidade, exemplo “1:08:0,6”. Este sistema também é
conhecido como pressurizado.
Sistema divergente: No sistema de canais a seção reguladora do fluxo se
encontra na base do canal de descida, deste ponto em diante o sistema possui um
aumento das áreas transversais dos canais, possibilitando a redução da velocidade
do fluxo do material no sistema de acordo com a lei da continuidade. Exemplo
“1:4:4”. Este sistema também é conhecido como despressurizado (FUOCO,
MARIOTO e ALBERTIN, 1987).
2.4.7 Funil
O molde deve ser compatível com o método de vazamento. As modernas
máquinas de moldar têm elevado índice de produção e os sistemas de vazamento
automatizados freqüentemente limitam a posição do funil de vazamento em relação
à boca de vazamento que introduz o material no molde. Igualmente, impõe limites na
taxa de vazamento, ou tempo de enchimento.
É importante controlar fluxo de material, garantir que haja uma taxa de fluxo
constante no sistema de canais, a qual deve ser estabelecida o mais cedo possível,
logo que se inicia o enchimento, para que se consiga ter condições de fluxo
previsível e consistente de um canal para o outro. O projeto de um sistema de
canais é regido pela aplicação de diversos conceitos fundamentais do fluxo de fluido:
51
O Teorema de Bernoulli, a Lei da Continuidade e o efeito do empuxo (SUSCHIL e
PLUTSHACK, 1992).
O funil de formato cônico conforme mostra a Figura 17 (a), é o mais utilizado
nas fundições, porém é o tipo de funil que mais produz defeitos nas peças, não é
recomendado. Os problemas com o uso de funil cônico podem ser listados:
1) o material entra em velocidade desconhecida;
2) o material entra em velocidade alta, uma vez que o principal problema do sistema
de canais é reduzir a velocidade, este dificulta mais ainda; qualquer contaminante
como escórias ou óxidos, irão entrar diretamente pelo canal de descida;
3) devido a turbulência do líquido caindo no funil e a dificuldade em mantê-lo cheio,
aumenta a incorporação de bolhas de ar, esse é provavelmente o problema mais
grave;
4) o funil é muito pequeno para que o operador consiga mantê-lo cheio, seu tempo
de resposta é muito longo e a incorporação de ar ocorre na junção entre o funil e o
canal de descida;
5) não há repetibilidade do fundido, pois cada vazador fará do seu jeito, jato de
material que cai da panela pode incidir no centro ou a meio raio no funil; esse tipo de
funil é mais suscetível a turbulências (redemoinho).
Figura 17: Funis do sistema de enchimento não recomendados (CAMPBELL, 2004).
Se não bastassem todos os problemas já citados acima, o funil de vazamento
da Figura 17 (b) é muito grande para o canal de descida, pois os jatos de material se
chocam com a borda exposta. O funil da Figura 17 (c), é ruim pelo mesmo motivo do
representado na Figura 17 (b). No esquema de funil da Figura 17 (d), ocorre
aspiração de ar para dentro do material. A expansão na entrada do canal de descida
52
como mostra a Figura 17 (e), é considerado a pior de todas, pois poderá ocasionar o
arrastamento de ar incorporando-o.
Em fundição de aço, onde emprega vazamento pelo fundo da panela, é
comum a velocidade na base do canal de descida ser de aproximadamente 5 m/s.
Estes exemplos práticos mostram um dos inconvenientes em utilizar funil para
vazamento, pois não há nenhum mecanismo de controle do fluxo de entrada do
material (FUOCO e CORRÊA, 2003).
O funil de vazamento precisa ser mantido cheio durante o vazamento, senão
é grande a possibilidade de entrar ar e impurezas junto com o material,
(CAMPBELL, 2004).
2.4.8 Bacia de vazamento
A distância entre a saída de material da panela e a entrada de material no
molde deve ser mínima durante o vazamento. O uso de bacias de vazamento é
recomendado. Panelas de vazamento equipadas com válvula no fundo (stopper) são
muito utilizadas para produção de peças em aço com grandes dimensões, isto
ocorre devido aos seguintes benefícios:
1) o material é vazado pelo fundo da panela evitando a transferência de escórias e
óxidos, os quais ficam flutuando sobre a superfície do material.
2) para peças grandes o vazamento por basculamento torna-se impraticável devido
a grande quantidade/peso de material a ser transferido para dentro do molde.
3) é muito importante a precisão e a direção do fluxo, o local onde o material deve
cair. Mesmo assim, é amplamente conhecido pelas fundições que o uso de panelas
com vazamento por baixo provocam mais peças com defeitos do que com o uso de
panelas com bico vazador por cima (na borda da panela). Esta é uma consequência
natural da grande diferença de velocidade de vazamento na bacia e
consequentemente uma maior taxa de arraste de ar. O emprego de bacia de
vazamento com degrau para esse tipo de panela tem um potencial maior para evitar
problema de qualidade, no entanto é necessário atender alguns requisitos, os quais
serão descritos a seguir.
Os cantos vivos ou rebaixo em contra saída na bacia de vazamento, alem da
taxa de fluxo na transferência entre a panela e a bacia de vazamento, há problemas
53
adicionais com a aplicação de bacias com ressalto/degrau tipo “represa”, com o
vazamento de panela cujo vazamento é feito por baixo.
A velocidade do material é altíssima quando sai da panela com vazamento
por baixo quando a válvula (stopper) que libera a saída do material é aberta pela
primeira vez. Isso ocorre, pois a coluna de material dentro da panela é bastante alta,
pressurizando a saída de material.
A velocidade de saída na região é de 4 ou 5 m/s, se esse jato fosse
direcionado para a base da bacia iria causar respingos para todos os lados,
conforme mostra a Figura 18 (a), sendo dessa forma não recomendada, pois sempre
entram pelo canal de descida.
Figura 18: Bacias com degrau para alta velocidade de vazamento (CAMPBELL, 2004).
Criar reentrâncias na base da bacia, conforme mostra a Figura 18(b) que com
um rebaixo na base da bacia, “acalma” o material ao entrar no molde, evitando
respingos.
Se a bacia é mantida cheia, a altura de vazamento é constante, a taxa de
fluxo (vazão) será controlada pelo canal de descida. A vazão não ficará mais a
mercê do operador. O sistema de enchimento terá uma maior chance de trabalhar
melhor, de acordo com os cálculos do engenheiro de fundição (CAMPBELL, 2004).
2.4.9 Canal de descida
Para fundição de aço, Guleyupoglu (2003) recomenda que o canal de descida
possua diâmetro entre 25 e 50 mm, materiais com alta resistência a erosão, tais
como cerâmica e concreto aluminoso. Quando houver molde muito alto para encher,
este pesquisador aconselha fazer degraus para reduzir a velocidade. O uso de
canais cerâmicos (manilhas) é bastante adequado. Para peças finas, sujeitas ao
54
defeito de solda fria, é recomendável aumentar a seção transversal do canal de
descida.
O canal de descida tem a difícil tarefa de transportar o material do topo do
molde até o nível mais baixo, introduzindo neste o mínimo de defeitos possíveis,
apesar da alta velocidade do fluxo. O problema fundamental do canal de descida é
que ele ultrapassa em muito a altura crítica de queda, que para o alumínio é em
torno de 13 mm, enquanto que para o ferro e aço é de apenas 8 mm. É comum usar
a altura do canal de descida entre 100 e 1000 mm de comprimento, dessa forma a
velocidade crítica é ultrapassada muitas vezes.
Para o canal de descida o problema possui solução. Parece que o segredo de
projetar um canal de descida bom é torná-lo tão estreito quanto possível, de modo
que o material tenha o mínimo de chances de quebrar e arrastar sua superfície
durante a queda, assim vai (i) evitar de ultrapassar a sua velocidade crítica ou (ii) se
a velocidade crítica for ultrapassada, o pouco espaço que ele tem para passar, fará
com que não ocorra respingos.
Teoricamente, o projeto do canal de descida é composto pelo funil ou bacia
de vazamento e o canal que conduz o líquido para dentro do molde, conforme é
mostrado no esquema da Figura 19.
A maioria dos canais de descida são enormes, isso é ruim para o rendimento
metalúrgico, e, portanto, ruim para a economia. No entanto é muito pior para a
qualidade do material que é danificado em dois aspectos importantes:
Figura 19: Geometria do fluxo ao cair livremente da bacia de vazamento (CAMPBELL, 2004).
55
1) o canal de descida leva mais tempo para preencher, o ar é arrastado junto com o
material, causando turbulência severa na superfície do canal de descida. Isso
aumenta a possibilidade de ter óxido e ar aprisionado no líquido, os óxidos
geralmente sobrecarregam o filtro. Se for feito uma metalografia na região antes do
filtro, é possível observar os danos, mesmo com um material de boa qualidade o uso
inadequado da bacia e do canal de descida ocorrerá a formação óxidos que ficarão
retidos no filtro. Testes feitos com material limpo e com bacias de boa qualidade
mostraram que o filtro foi capaz de deixar passar indefinida quantidade de líquido
sem problemas de entupimento.
2) A queda livre do líquido em canais de descida muito grande, juntamente com a
presença de ar e de oxigênio, é uma combinação desastrosa para o molde, pois o
líquido vai ricochetear e espirrar, a alta velocidade e agitação danificam a superfície
do molde como um martelo, erodindo a areia. Ao mesmo tempo os bolsões de ar
nesse fluxo instável serão deslocados através da areia como uma explosão, fazendo
com que a matéria orgânica do aglomerante da areia literalmente desapareça numa
nuvem de fumaça. Quando o ligante da areia é queimado, o resultado é uma severa
erosão da areia. A Figura 20 mostra esquematicamente o resultado típico que
ocorreu com uma liga de alumínio em um molde de resina uretânica, o canal de
descida com um tamanho muito longo foi o responsável.
Figura 20: Canal de descida errado (a esquerda) e correto (a direita) (CAMPBELL, 2004).
Se o canal de descida esta dimensionado de maneira adequada, o líquido irá
preenchê-lo rapidamente, excluindo o ar antes que qualquer oxidação do ligante da
areia possa ocorrer. Um canal de descida perfeitamente moldado, conforme mostra
a Figura 20 (direita), é livre de erosão de areia e óxidos ao contrário do canal da
Figura 20 (esquerda).
56
Para ter certeza que o tamanho do canal de descida está correto é necessário
calculá-lo. Basicamente o canal de descida é projetado para imitar o fluxo natural
que um líquido adota ao cair livremente sob o efeito da aceleração da gravidade,
conforme mostra a Figura 21. O formato natural adotado é uma hipérbole, embora
muitos canais de descida são feitos com formato reto cônico, isto favorece o
descolamento do fluxo da parede do canal. O problema do descolamento da parede
do molde pode ser resolvido aumentando em cerca de 20% a área de entrada do
canal de descida em relação a área de saída.
Sistemas de enchimento moldados em areia, para fundição de peças em aço,
ficam muito propensos à erosão principalmente quando o sistema não foi bem
projetado ou ainda quando se trata de sistemas de grandes dimensões, como
geralmente ocorre. Sistemas com canais de descida confeccionados no próprio
molde tendem a dar um melhor resultado comparado ao uso de manilhas (tubo de
cerâmica), pois este pode ser projetado de acordo com as dimensões de cada peça,
o que não é possível utilizando manilhas. Entretanto, não há dúvida que os tubos de
cerâmicas seriam excelentes se fossem fabricados de acordo com o projeto
individual de cada peça. Visto que o material de moldagem e as tintas são materiais
caros, as manilhas são uma opção economicamente viável, além disso, são fáceis
de serem incorporadas na areia e evitam muitas vezes o problema de criar mais uma
linha de divisão no molde (CAMPBELL, 2004).
Figura 21: A forma teórica de hipérbole do fluxo em queda comparando com o formato da
bacia e do canal de descida (CAMPBELL, 2004).
57
Há muito tempo se discute se é melhor o uso de canal de descida redondo ou
quadrado, porém a maioria dos pesquisadores recomenda o uso de canal de
descida quadrado para evitar a formação de turbulência do tipo rotativa ou em
vórtice. Este formato de canal de descida é muito útil para funis cônicos, mas
quando se trata do uso em conjunto com bacia de vazamento com degrau Campbell
(2004) não constatou a formação de turbulência do tipo em vórtice.
A tentativa de distribuir o líquido através de vários canais de ataque partindo
em diversas alturas do canal de descida é quase sempre um erro e deve ser evitado,
conforme mostra a Figura 22. É comum ocorrer o enchimento prematuro destes
canais de ataque, ocasionando queda e respingos de líquido, podendo danificar o
molde antes do completo enchimento.
Mesmo quando os canais são cuidadosamente inclinados contrariamente ao
fluxo a fim de evitar o enchimento prematuro, pode ocorrer aspiração de ar para
dentro do líquido. Deve-se ter muita cautela ao projetar este tipo de canal, sendo
recomendado o uso de simulações em computador, devido a sua complexidade.
Figura 22: Esquema de vários tipos de junções de canais de ataque e desalinhamento do canal
de descida, não são recomendados (CAMPBELL, 2004).
Resumindo, o canal de descida deve ser um só, suave, praticamente vertical,
com descida cônica e não deve possuir conexões ou interrupções no percurso. A
taxa de enchimento (vazão) deve estar sob absoluto controle, porém se o
enchimento for rápido ou lento demais, a vazão pode ser facilmente modificada com
um pequeno ajuste na área transversal do canal de descida. Toda a extensão do
canal de descida atua no controle da taxa de fluxo, isto é o que se entende por um
58
sistema naturalmente sob pressão, sendo assim não adianta modificar somente a
base do canal para controlar o fluxo, este é um conceito errado que se tem, precisa-
se tomar a devida nota deste erro generalizado e talvez repensar os conceitos do
sistema de enchimento.
Existe um problema bastante comum, o qual é encontrado na fabricação de
moldes horizontais em máquinas automáticas, é característico neste tipo de
moldagem o canal de descida possuir conicidade contrária, favorecendo a aspiração
de ar para dentro do líquido e o funil é praticamente a única solução para a entrada
de líquido, não é possível confeccionar uma bacia de vazamento com degrau, por
exemplo, então o funil de vazamento é usinado no molde. Neste caso nem tudo
ainda está perdido. Sugere-se neste caso projetar o topo do canal de descida com o
tamanho correto e empregar um ângulo de saída de areia mínimo, pode-se também
empregar uma barra de aço inox polida, com ângulo de saída de areia igual a zero,
isto favorece o processo de moldagem e reduz o efeito de descolamento do líquido
da parede do molde.
Apesar de todas as precauções tomadas para reduzir ao mínimo a turbulência
na superfície do material no estado líquido, os danos causados ao material vazado
em um canal de descida sem conicidade ou com conicidade invertida, podem ser
amenizados com o uso de um filtro posicionado logo após a base do canal de
descida. O atrito gerado pelos poros do filtro ajuda a controlar o fluxo, favorece o
enchimento rápido do canal de descida pelo efeito de retorno do fluxo (“back-fill”) e a
reduz o dano causado no líquido (CAMPBELL, 2004).
2.4.10 Canal primário
Canal primário ou de distribuição, é a parte do sistema de enchimento
responsável por conduzir o líquido do canal de descida para os ataques. A respeito
desta parte do sistema de canais Guleyupoglu (1997) faz as seguintes
considerações:
Geralmente é usado a relação 1:4:4;
Em baixo do canal de descida o canal primário deve possuir uma bacia rasa;
O uso de uma extensão após o último canal de ataque é recomendado para
reter escórias;
59
Sempre que possível em peça oca com formato cilíndrico o sistema de
enchimento deve ser colocado na parte interna. Com esta disposição o sistema
de enchimento demora mais para solidificar e reduz a possibilidade de ocorrer
trincas devido à contração da peça. A desvantagem deste sistema, entretanto
está na dificuldade para a remoção e dos canais e rebarbação no setor de
acabamento;
Os canais de distribuição geralmente estão localizados no molde inferior.
2.4.11 Canais de ataque
Os canais de ataque fazem a ligação entre o canal primário e a cavidade do
molde ou massalote. Guleyupoglu (1997) cita alguns parâmetros que devem ser
considerados para os canais de ataques que serão empregados em aços fundidos:
O canal de ataque para os aços deve ter uma seção redonda, pois este tipo de
seção causa um menor atrito em relação ao canal quadrado;
O diâmetro do canal primário deverá ser menor que o diâmetro do canal de
descida, entretanto a área da seção transversal deverá ser maior que soma da
área da seção transversal dos canais de ataques;
Peça grande em forma de placa, o canal de ataque deve ser preferencialmente
na parte inferior a fim de favorecer o fluxo de líquido;
A seção transversal do canal de ataque deve ser menor que a seção da peça
onde será colocado o ataque;
Os canais de ataque devem ser maiores que os utilizados em peças de ferro
fundido. Isto deve ser feito para evitar solda fria, pois o aço fundido possui
elevada viscosidade;
Geralmente se utiliza uma relação de área 1:4:4, ou seja, um sistema
despressurizado;
Peças em formato de placa devem possuir sistema de canais com vários
ataques para minimizar a erosão no molde. A seção transversal de cada canal
de ataque não deve ser maior que a seção do canal de descida;
A quantidade de canais de ataque deve ser maximizada para evitar pontos
quentes;
Se usar um único canal de ataque, o mesmo deve possuir um alargamento em
direção à peça;
60
Canais em forma de corneta podem ser usados em peças pequenas, entretanto
reduzem o rendimento metalúrgico e é mais difícil para a moldagem;
Em peças com formato circular, tais como engrenagens ou rodas, os ataques
geralmente são dispostos de maneira tangencial, isto evita a erosão do macho;
Em peças com formato circular que possuem raios, os quais fazem a ligação
entre o aro e o cubo, recomenda-se colocar os ataques na região do cubo, desta
maneira o aro vai receber o material mais frio e isto vai favorecer a solidificação
direcional em direção ao cubo;
Os canais de ataque geralmente são colocados no molde superior;
Os canais de ataque podem ser curvados de acordo com o perfil da peça;
Canais com formato do tipo “sifão” podem ser usados em moldes com grande
profundidade. Os canais de ataque ficam dispostos em vários níveis no canal de
descida, inclinados em direção à peça (GULEYPOGLU, 2003).
2.4.12 Tipos de sistemas de enchimento
A redução de velocidade pelo aumento progressivo da área do sistema de
enchimento em cada estágio, a fim de reduzir a velocidade do material e
consequentemente gerar um sistema despressurizado, o objetivo era garantir no
ataque uma área suficiente para fazer a redução da velocidade final do fluxo,
fazendo com que o material entre na cavidade do molde com velocidade abaixo da
velocidade crítica. Pesquisas recentes demonstram que o aumento da área no
sistema de canais, na região do canal primário, como é o caso dos sistemas
despressurizados, favorece a incorporação de óxidos e bolhas, isto ocorre devido ao
sistema ficar parcialmente cheio. Além deste problema, os sistemas
despressurizados são muito pesados reduzindo assim o rendimento metalúrgico.
Uma radiografia em vídeo revelou na Figura 23, que o aumento abrupto na
seção transversal do canal primário, a partir da região da base do canal de descida,
causa o inevitável arrastamento de ar. Isso ocorre porque não é possível manter o
canal primário cheio nos instantes iniciais do vazamento. A Figura 23(a) mostra o
esquema do jato de material dentro do molde, o qual é gerado por um sistema
pressurizado. No caso de um sistema despressurizado na Figura 23(b), ocorre à
formação de um jato forte que vai até o final do canal primário e retorna na forma de
uma onda. As Figura 23 (c, d, e) mostram a sequência de enchimento obtida em
61
equipamento de Raio-X de uma placa com 100 mm de altura, 200 mm de largura e
20 mm de espessura, neste caso foi empregado um sistema despressurizado, nesta
sequência se constata que o canal primário permanece parcialmente cheio durante a
fase inicial do enchimento. A Figura 23(f), mostra que foram obtidas bolhas na
superfície e fissuras internas.
Figura 23: Sistema de enchimento de um sistema pressurizado e outro despressurizado
(CAMPBELL, 2004).
O retorno da onda de material sobre o jato inicial faz com que haja a
incorporação de óxidos e bolhas entre as duas interfaces, as bolhas viajam ao longo
da interface, avançando pelo canal de ataque e se concentrando dentro da peça
fundida.
O sistema de enchimento pressurizado controla o fluxo de material pelo canal
de ataque, isso funciona bem para ferro fundido, pois um sistema convergente
mantém o líquido sob maior pressão, obrigando o sistema a eliminar o ar, dessa
forma arrasta poucas bolhas e óxidos. Porem força o material a entrar no molde
acima da velocidade critica, provocando respingos e turbulência. Fica claro então,
que este sistema viola uma das principais regras, a entrada do material na cavidade
do molde acima da velocidade crítica.
62
Sendo assim, nem os canais despressurizados, nem os pressurizados
tradicionais, trabalham de forma satisfatória.
A reprodutibilidade do processo de fundição só será garantida por sistemas
de enchimento da cavidade do molde com fluxo laminar na superfície do material
fundido. Isto foi possível de ser obtido, somente em sistemas de enchimento de
contra a gravidade, ou seja, de baixo para cima. Hoje em dia é possível obter
sucesso com os sistemas de vazamento/enchimento por gravidade, desde que
projetados corretamente.
Um sistema naturalmente pressurizado é uma maneira de permitir que o
material siga a forma natural do fluxo, Por exemplo, a área da base do canal de
descida pode ser definida unidade inicial, ou seja, com módulo igual a 1. Após o
material passar por essa área ele faz certo ângulo para ir para o canal primário,
nessa mudança de direção o fluxo perde energia de modo que a sua velocidade cai
cerca de 20%, ou seja, pode-se expandir o canal nessa quantidade. O canal primário
pode permanecer nesta proporção de 1,2 ao longo do seu comprimento. Depois de
passar pelo canal primário o líquido muda de direção novamente para entrar no
canal de ataque, ele perde novamente energia, dessa forma os pontos principais
dentro do sistema de enchimento são: canal de descida, canal primário e canal de
ataque, como a perda de energia em cada um deles é em torno de 20%, a relação
de área fica: 1:1,2:1,4. Constata-se então que a velocidade do fluxo de material
fundido no canal de ataque foi reduzida em aproximadamente 40% desde que saiu
da base do canal de descida.
Se uma expansão de 20% não for viável, pode-se trabalhar com uma
expansão de 10% somente, neste caso haveria uma pressurização suave para o
fluxo, a relação de áreas será: 1:1,1:1,2, ou até poderia ser 1:1:1, desta maneira se
vai garantir que o sistema de enchimento permaneça sempre cheio. Esta modesta
pressão contra as paredes dos canais será valiosa para contrariar qualquer efeito
para a formação de bolhas e vai atuar no sentido de evitar problemas relacionados
ao colapso das paredes dos canais, especialmente em sistemas de enchimento para
peças grandes. Seguem alguns exemplos na de relações entre áreas dos canais na
Tabela 7.
63
Tabela 7: Exemplos de relação de área dos sistemas de enchimento (CAMPBELL, 2004).
Tipos de sistemas de enchimento Exemplos de relação de área
Pressurizado 1:0,8:0,6 ; 1:1:0,8
Despressurizado 1:2:4 ; 1:4:4
Natural 1:1,2:1,4
Levemente pressurizado 1:1:1 ; 1:1,1:1,2
Com filtro “esponja” no canal de ataque 1:1:4
Redução rápida de velocidade 1:1:10
Projetar sistema de enchimento do tipo meio termo, ou seja, entre
pressurizado e despressurizado é uma informação nova, porém, o grande problema
está em criar mecanismos para reduzir a velocidade nos canais de ataques, para
tornar isso possível seguem algumas sugestões como uso de filtros; ter o canal de
distribuição com um formato diferente, mais comprido ou com canais de ataque na
parte superior; ter um sistema que controle a turbulência; colocar o ataque no final
do canal de distribuição; uso de vórtices (redemoinhos) para absorver energia,
evitando turbulências significativas (CAMPBELL, 2004).
2.4.13 Dimensionamento do sistema de enchimento
Ao se igualar a vazão volumétrica com a gravimétrica é possível obter a
fórmula que permite determinar a área transversal do canal da seção de choque do
sistema de enchimento. Para igualar essas vazões é necessário multiplicar a vazão
volumétrica pela densidade do material, então tem-se a equação 20:
𝑨 =𝑷
𝝆𝒕𝑽 (20)
Sendo: P: peso do conjunto (peça + massalotes) (g); t: tempo de enchimento (s); V:
velocidade do líquido (cm/s); A: área transversal da seção do canal ou área da
seção de choque (cm²); ρ: densidade do líquido (g/cm³).
Sabendo-se que a velocidade pode ser influenciada pelo atrito do líquido com
a superfície onde ele está passando, deve-se considerar na equação 21 uma perda
de carga ().:
𝐕 = 𝛂 𝟐𝐠𝐇 (21)
Sendo: g = Aceleração da gravidade (980cm/s²); H = Altura da coluna de líquido
(cm); = Coeficiente de perda de carga no sistema.
64
Portanto, a fórmula final para determinar a área da seção de choque fica
conforme a equação 22:
𝑨 =𝑷
𝝆𝒕𝛂 𝟐𝐠𝐇 (22)
A velocidade do material no sistema é alterada de acordo com as variáveis da
equação acima, sendo que o “” (perda de carga) é um índice de redução da
velocidade por atrito do material com as paredes do canal. O valor de “” para um
sistema convergente (ou pressurizado) é em torno de 0,20 a 0,40, e para sistemas
divergentes (ou despressurizado) os valores passam para 0,70 a 0,90. Quanto
menor a seção maior será a velocidade do líquido. (FUOCO, MARIOTO e
ALBERTIN, 1987).
2.5 FILTROS
Desde 1980 quando foi desenvolvido, o crescimento no uso de filtros na
indústria de fundição tem sido espetacular, a filtragem de material tem sido
responsável por importantes melhorias na qualidade geral das peças fundidas, bem
como aumento significativo no rendimento (BROWN, 2000).
O objetivo que se tem quando se aplica o uso de filtros na fundição é
primeiramente separar alguma partícula sólida de volume que esteja se
movimentando junto com o material, alem disto, é muito utilizado para regular o fluxo
de vazão e retirar a turbulência excessiva com que o primeiro material entra pelo
canal.
Filtros para aço fundido necessariamente devem ter maior resistência, pois a
temperatura de fusão/vazamento e a densidade são maiores quando comparado
com o ferro fundido.
Para aços os filtros cerâmicos feitos a base de zircônio tem resistência a
temperaturas até 1700 ºC e são posicionados no sistema de enchimento. Os filtros
cerâmicos trabalham de diversas maneiras, inclusões grosseiras tais como, grãos de
areia, grandes pedaços de escória e filmes de escória ficam presos na parte frontal,
conforme vai aumentando esse “bolo” frente ao filtro, ele começa a filtrar partículas
mais finas. O suave fluxo do material atravessando o filtro reduz a exposição deste
ao oxigênio da atmosfera, limitando a re-oxidação do aço.
65
A eficácia dos filtros para aço está em remover macro inclusões e também as
micro inclusões, por meios mecânicos e aderência a estrutura interna do filtro.
Propriedades mecânicas e de usinabilidade das peças fundidas são melhoradas
consideravelmente, podendo até ser eliminado o excesso de sobre material antes
necessário nas superfícies usinadas.
Para se ter sucesso no uso de filtros para aço, segundo a Foseco –
Handbook, é necessário atender a cinco fatores:
Vazamento: o filtro deve ser devidamente dimensionado para suportar a
quantidade de material que será vazada;
Vazamento: a temperatura do material e a técnica de vazamento deve ser
adequada para que o filtro receba o primeiro choque sem que haja bloqueio da
passagem as vezes por solidificação precoce;
Capacidade: o filtro deve ter interstícios grandes o suficiente para filtrar o
material antes que ele se solidifique;
Tempo: O filtro deve ser grande o suficiente para o material encher a peça no
tempo necessário;
Sistema de enchimento: O sistema de enchimento deve ser despressurizado
(BROWN, 2000).
2.6 SIMULAÇÃO POR COMPUTADOR
Simulação consiste em empregar formalizações em computadores, tais como
expressões matemáticas com o propósito de replicar o que acontece na prática.
Para isto é necessário construir um modelo computacional que corresponda a
situação real que se deseja simular. São fases de elaboração de um programa de
simulação as etapas como, descrever o comportamento de um sistema, construir
teorias e hipóteses considerando as observações efetuadas, usar um modelo para
prever o comportamento futuro, ou seja, os efeitos produzidos por alterações no
sistema ou nos métodos empregados em sua operação.
O objetivo da simulação é de antecipar a prática, otimizando o projeto da peça
e prevendo os defeitos que possam ocorrer. A simulação aumenta a eficiência na
fundição, a economia é considerável em peças em que se aplica simulação antes da
execução final. O investimento necessário em softwares de simulaçao é pago em
poucos meses após o uso da ferramenta.
É utilizada a simulação numérica de altíssima complexidade para representar
o ambiente computadorizado o que acontece na prática, levando em consideração
fatores físicos, químicos, termodinâmicos, entre outros (FREITAS FILHO, 2008).
66
A utilização de soluções CAE (Computer Aided Enginering) é mais comum na
resolução de problemas gerados por projetos e/ou processos ineficientes, porém,
quanto antes forem utilizados estes recursos, mais efetiva será a sua
contribuição(REBELLO, VERRAN e OLIVEIRA, 2000).
A utilização destas ferramentas tornaram-se elementos essenciais na
avaliação das condições de processo e design das peças, possibilitando o
desenvolvimento de projetos mais otimizados, produzindo altas taxas de produção e
menores índices de rejeitos e retrabalhos (REBELLO, VERRAN e OLIVEIRA, 2000).
Foi registrado através de pesquisa com usuários sobre os benefícios do uso
de CAE, em estudo conduzido pela American Metalcasting Consortium em Setembro
de 1996, 40% de redução no tempo total de produção, 30% de redução do
retrabalho e 25% de aumento no rendimento(AFS PROCESS DESIGN &
MODELING COMMITEE, 1997).
Na metalurgia, os métodos numéricos seguem três linhas de previsão: Análise
de enchimento; Análise de solidificação e Análise de tensões. Este recurso
possibilita realizar previsões de propriedades estruturais localizadas, campos de
tensões, precisão dimensional, crescimento de grão, segregação e defeitos
provenientes da contração do metal, o que permite ajustes e adequações dos
parâmetros do processo, como o ajuste de canais de distribuição e ataque
(REBELLO, VERRAN e OLIVEIRA, 2000).
A geração da malha é feita automaticamente pelo software, quanto mais
refinada for a malha, mais preciso é o cálculo, porém mais tempo é necessário.
Alguns softwares permitem um refinamento localizado da malha, ou seja, algum
ponto mais crítico da peça pode ter um refinamento maior para precisar mais os
cálculos. A grande maioria dos softwares trabalham com dois tipos de malha para
análise tridimensional: Ortogonais que são normalmente estruturadas mais viáveis
para método de diferenças finitas, sendo que esta tem grande preferência pela
simples formulação matemática e também as Tetraédricas que são normalmente
não estruturadas, adequadas para método de elementos finitos, utilizada mais para
analise de tensões (REBELLO, VERRAN e OLIVEIRA, 2000).
No enchimento de moldes de fundição, altos gradientes de velocidade
associados a um escoamento turbulento é fundamental que, alem do maior
refinamento a discretização coincida o máximo possível com as fronteiras, o que não
67
seria tão significativo para a fase de solidificação (REBELLO, VERRAN e OLIVEIRA,
2000).
A ferramenta Magmasoft® é utilizada na simulação do processo de fundição e
baseada no Método dos Elementos Finitos (FEM). Possibilita o desenvolvimento de
projetos, segurança e redução de custos produtivos.
Dentre os recursos do software, destacam-se:
simulação de solidificação das peças;
simulação de preenchimento do molde;
verificação de tensões residuais;
previsão de microestrutura e propriedades mecânicas para ligas de
ferro fundido.
A simulação é feita com base em um componente fundido modelo que é
inserido na ferramenta, em conjunto com os parâmetros do processo produtivo,
como composição química, temperatura de vazamento, entre outros. O programa
realiza cálculos matemáticos e apresenta os resultados, simulando as condições
reais, aplicando equações da fluído dinâmica e transferência de calor. A análise dos
resultados permite prever problemas, o que auxilia na realização ajustes e
adequações dos parâmetros do processo, garantindo a sanidade da peça
fundida(AFS PROCESS DESIGN & MODELING COMMITEE, 1997).
O Magmasoft® permite ao usuário visualizar resultados da geometria
real de qualquer direção e cortar em certas áreas para identificar áreas
comprometidas da modelagem, variação de temperatura, níveis de porosidade e
padrão de enchimento.
De acordo com Rao o Método de Elementos Finitos e utilizado em diversas
áreas da engenharia e pesquisa, podendo ser desenvolvido para resolver problemas
estáticos, dinâmicos, homogêneos, não-homogêneos, etc. Este método divide o
objeto de estudo, por exemplo, uma viga em balanço, uma porção de fluído contido
em um vazo de pressão, transferência de calor, chapa vibrante, etc. em diversos
elementos. Após a inserção de todas as contribuições elementares e da substituição
das condições de contorno do problema, uma técnica adequada e utilizada para
resolver o sistema global de equações, possibilitando a determinação dos valores
nodais e consequentemente a resolução do problema (RAO, 2004).
Através dos resíduos ponderados ou o princípio variacional as equações dos
sistemas são reduzidas gerando equações esparsas e bandas, representados por
todos os valores nodais dos elementos que compõe o objeto de estudo (RAO, 2004).
68
3 MATERIAIS E MÉTODOS
O objetivo deste trabalho foi estudar o efeito da variação dos projetos dos
sistemas de canais de enchimento para avaliar as condições de fluxo geradas. Tal
estudo tem como finalidade verificar a possibilidade do emprego de sistemas de
enchimento que favoreçam o mínimo de turbulência e possam evitar a formação de
defeitos de fundição, tais como as inclusões de escórias e óxidos. Para isto foi
necessário a confecção de um corpo de prova (peça estratégica) que favorecesse a
flutuação da escória, tornando-a visível na superfície. Estes corpos de prova foram
vazados em aço carbono SAE1020. Esta liga foi empregada devido a alta
temperatura de fusão e por ser uma liga mais reativa com o oxigênio, ou seja, possui
características mais favoráveis para a formação de óxidos e escórias (SOUZA,
2001). Para verificar e avaliar a velocidade do fluxo e a formação de turbulências
nos diversos sistemas de enchimento projetados, foram feitas várias simulações com
o emprego de simulação numérica, utilizando o software Magma®. Alguns resultados
obtidos na simulação foram comparados com os resultados obtidos na prática de
fundição com o vazamento de alguns corpos de prova.
3.1 CORPO DE PROVA
Com base nas literaturas consideradas foram selecionados alguns tipos de
sistemas de enchimento para serem testados, um modelo de corpo de prova para os
testes práticos foi escolhido com base nos seguintes pré-requisitos:
Corpo de prova com geometria que não fosse impactar ou mascarar os
resultados, desta maneira se evitou o emprego de superfícies e geometria
irregulares;
Sistema de alimentação (massalote) dimensionado adequadamente para não
ocorrer à formação de cavidades devido à rechupes, causados por alimentação
insuficiente;
A posição do sistema de alimentação não deveria alterar o fluxo do material no
sistema de enchimento, sendo assim, o massalote foi posicionado na peça sem
ter ligação com o sistema de enchimento. Dessa maneira, o massalote foi
dimensionado para solidificar após a peça, mesmo que receba material mais frio
que o da peça;
69
O modelo do corpo de prova possuía um peso e tamanho adequado para
viabilizar os testes sem a necessidade de uso de grande quantidade material
fundido e o uso de caixa de moldar muito grande;
Dentro dos pré-requisitos estabelecidos foi estipulado um corpo de prova para
teste do tipo “chapa” plana, com dimensões 200x200x20 mm.
3.2 SISTEMAS DE ENCHIMENTO PROJETADOS E AVALIADOS
Os sistemas de enchimento foram planejados de acordo com o que foi
descrito em várias literaturas como, Campbell (2004), Fuoco Mariotto e Albertin
(1987), Maehara (1989), entre outros. Foram projetados sistemas para moldagem
com linha de partição do molde na horizontalmente e vertical.
Os sistemas de enchimento propostos foram simulados em um programa de
computador Magma e os testes práticos foram feitos somente em alguns sistemas a
fim de comprovar os resultados simulados. Os sistemas foram desenhados no
programa de desenho em 3D denominado SolidWorks, salvos no formato “step” e
importados para o programa simulador de fundição denominado Magma, da
empresa Magmasoft. A seguir são apresentados e detalhados os projetos de
sistemas de enchimento que foram empregados neste trabalho.
3.2.1 Sistemas de enchimento com relação de área 1:1:1
Sistema com relação de área 1:1:1, com partição horizontal a espessura do
canal primário e ataques foi fixada em 10 mm. Neste caso foi empregado um canal
primário com escalonamento constante, ou seja, a espessura do canal vai sendo
reduzida em formato de uma rampa e não com o escalonamento em degraus, o qual
favorece a geração de turbulência. Neste caso também foi feito o emprego de canal
de ataque reto e com raio de arredondamento. Este tipo de canal é mais conhecido
como canal tipo “faca” (CAMPBELL, 2004), (CAMPBELL, 1991), (FUOCO,
MARIOTO e ALBERTIN, 1987).
Hsu, Mark e Campbell (2009) demonstraram um novo formato para o sistema
de canais 1:1:1. As variações dos sistemas de enchimento com relação de áreas do
tipo sistema 1:1:1 empregadas neste trabalho são mostrados na Figura 24.
70
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
Figura 24: Sistema 1:1:1 (a) um ataque reto, (b) três ataques retos, (c) três ataques com raio,
(d) três ataques com raio e primário escalonado contínuo, (e) três ataques e escalonamento
interno.
3.2.2 Sistemas de enchimento com relação de área 1:2:1
Sistema com relação de área 1:2:1, com partição horizontal, sugerido pelos
autores Maehara e Esmeraldo (MAEHARA e ESMERALDO, 1989). Em entrevista
com o autor Sr. Maehara, este justificou que aplicara este tipo de sistema para
produção de peças muito grandes (acima de 2 toneladas) na empresa que trabalhou
durante muito tempo (Aços Finos Piratini). Ele comentou que este tipo de sistema se
na maioria das vezes produzia peças com qualidade, justificando que, o material
entra no canal de descida de forma pressionada, despressuriza no canal primário e
reduz a velocidade e a turbulência devido ao aumento da área em duas vezes, ao
chegar no canal de ataque, o qual possui a mesma área do canal de descida. O
material flui na cavidade do molde com velocidade, mas com baixa pressão, pois
este não está condicionado à ação da gravidade de uma coluna de líquido como o
canal de descida, ou seja, preenche suavemente o molde. Enquanto isso, no canal
primário, o material tem tempo para deixar flutuar as impurezas, óxidos, ou possível
escória que tenha entrado pelo funil. Para este sistema, neste trabalho, foram
empregadas três condições para o canal de ataque, as quais são mostradas na
Figura 25.
71
(a)
(b)
(c)
Figura 25: Sistema 1:2:1 (a) um ataque, (b) três ataques reto, (c) três ataques com raio.
3.2.3 Sistemas de enchimento com relação de área 1:4:4
Sistema com relação de área 1:4:4 com partição horizontal, esta relação de
área foi sugerida por Guleypoglu (2003) em um artigo que trata especificamente de
sistemas de enchimento para peças de aço fundido. O autor sugere esta relação de
área com o intuito de reduzir ao máximo a velocidade de enchimento no canal de
distribuição e ataques e desta maneira provocar o preenchimento da cavidade da
peça com o mínimo de turbulência possível. O autor justifica isto devido a grande
afinidade do aço fundido com o oxigênio, evitando-se assim expor o material fundido
ao oxigênio a consequente formação de inclusões de óxidos e escórias. Este tipo de
sistema de enchimento é muito utilizado em fundições de alumínio, pois este
material também é muito reativo ao oxigênio. Tanto para aços quanto para alumínio,
o autor deixa claro que o preenchimento do molde deve ocorrer de baixo para cima,
para que as impurezas flutuem e fiquem na parte superior.
A variação de projeto para o sistema de enchimento com relação de áreas
1:4:4 empregadas neste trabalho são mostradas na Figura 26.
(a)
(b)
(c)
Figura 26: Sistema 1:4:4 (a) canal primário escalonado no molde superior e três ataques (b)
canal primário escalonado no molde inferior e três ataques, (c) canal primário escalonado
contínuo no molde inferior com três ataques
72
3.2.4 Sistemas de enchimento com relação de área 1:0,8:0,6
Os sistemas com relação de área 1:0,8:0,6 com partição horizontal são muito
empregados na fundição de peças de ferro fundido cinzento e nodular, pois todo o
sistema de enchimento trabalha de forma pressurizada, possui menor peso, o que
favorece o rendimento metalúrgico, entretanto geram aumento da velocidade no
canal de ataque (FUOCO, MARIOTO e ALBERTIN, 1987). O sistema com relação
de área 1:0,8:0,6 foi analisado neste trabalho com o objetivo de verificar se este
sistema poderá ser adequado para fundição de peças em aço. As variações para
este tipo sistema empregadas neste trabalho são mostradas na Figura 27.
(a)
(b)
(c)
Figura 27: Sistema 1:0,8:0,6 (a) um ataque (b) três ataques retos, (c) três ataques com raio
3.2.5 Sistemas de enchimento com filtro
Sistemas de enchimento utilizando filtros cerâmicos são empregados com o
objetivo de tentar bloquear a entrada de impurezas para dentro da cavidade do
molde. A filtragem é uma das técnicas mais antigas utilizadas quando se quer
separar geralmente um líquido de um sólido, porém, quando se trata de filtragem de
aço líquido a aproximadamente 1500 ºC de temperatura, a situação não é muito
favorável. Neste caso é necessário o emprego de materiais cerâmicos com altíssima
resistência. A muitos anos empresas vem investindo em tecnologia, testando
materiais que tem resistência para aplicação em fundição de aço.
73
Os projetos de sistemas de enchimento feitos neste trabalho com o emprego
de filtros foram elaborados de acordo com recomendações descritas no Handbook
Foseco (2000). A Figura 28 mostra os projetos de sistemas de enchimento
empregados neste trabalho com o uso de filtros.
(e)
Figura 28: Sistema com filtro 50x50x22 mm e três ataques retos com canal primário: (a) reto no
molde superior (b) primário reto no molde inferior com poço, (c) primário escalonado em
rampa no molde superior, (d) primário escalonado em degraus no molde inferior, (e) primário
com escalonamento em rampa no molde inferior.
(a)
(b)
(c)
(d)
74
3.2.6 Sistemas de enchimento em molde com partição vertical
Nos sistemas de enchimento com o molde na partição vertical empregados
neste trabalho, o dimensionamento foi feito com o objetivo de reduzir a velocidade
do fluxo de material no canal de ataque. Neste caso foi atribuída nos cálculos a
velocidade de fluxo do material fundido em cerca de 50 cm/s, desta maneira o canal
de ataque gerado apresentou uma área bem maior que a área do canal de descida e
do canal de distribuição. Algumas literaturas recomendam o molde com partição
vertical devido a possibilidade de se desenhar a geometria dos canais de maneira a
se evitar mudanças bruscas de direção. A Figura 29 mostra os projetos de sistemas
de canais em molde com partição vertical que foram empregados neste trabalho.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 29: Sistema vertical, (a) descida e primário retangular, primário com poço, ataque reto
por baixo, (b) descida e primário retangular e extensão do canal primário para cima, (c)
descida redondo, primário com expansão e ataque arredondado, (d) descida retangular,
primário com expansão e ataque arredondado.
75
3.3 SISTEMA DE ALIMENTAÇÃO
A seguir são descritos as etapas dos cálculos que foram empregados para
dimensionar o massalote para o corpo de prova. O procedimento de cálculo envolve
duas etapas, sendo a primeira feita para dimensionar o massalote que atenda ao
requisito térmico, ou seja, solidifique após a peça. A segunda etapa dimensiona o
massalote que atenda ao requisito volumétrico, ou seja, o massalote deve dispor de
certa quantidade de líquido para suprir a necessidade de contração da peça. Após o
dimensionamento destes dois massalotes determina-se qual dos dois será
empregado, sendo que, a regra básica define que se deve empregar o massalote
que atenda a ambos os requisitos de alimentação, ou seja, o massalote de maior
volume.
O requisito térmico conforme demonstrado no Anexo 2, é necessário um
massalote com diâmetro de 5,33 cm com altura de 8 cm, com este tamanho é
garantido que o massalote se solidifique após a solidificação da peça, a margem de
segurança empregada foi de 20%.
Esse requisito garante somente às condições térmicas, não garante se o
massalote terá material suficiente para suprir a necessidade de contração da peça,
para obter esta informação, é necessário calcular o requisito volumétrico.
O requisito volumétrico de acordo com os cálculos demonstrados no Anexo 2,
é necessário um massalote com diâmetro de 7,98 cm e altura de 11,97 cm.
A Tabela 8 compara os valores dos requisitos térmico e volumétrico, para
facilitar a escolha do massalote ideal para a peça em questão:
Tabela 8: comparativo entre os requisitos térmico e volumétrico
Requisito térmico Requisito volumétrico
Diâmetro 5,33 cm 7,98 cm
Altura 8,00 cm 11,97 cm
Observando a tabela em questão nota-se que o requisito volumétrico exige
um massalote maior do que o requisito térmico, logo para satisfazer os dois
requisitos, deve-se utilizar o massalote com maior requisito, ou seja, o obtido no
requisito volumétrico.
76
Com estas dimensões definidas, foi calculado o tamanho da bacia e do
pescoço do massalote, conforme demonstrado no anexo 2. O módulo do pescoço
para aços fundidos deve estar entre o módulo da peça e o módulo do massalote,
para favorecer uma solidificação direcional, dessa forma, as medidas devem ser de
um cubo com 21,6x2x3,66 cm. A bacia deve ter raio de 3,99 cm.
3.3.1 Verificação do sistema de alimentação por simulação numérica
A simulação de solidificação da peça e massalote foram feita para verificar a
eficiência do massalote que foi calculado. Com os dados desta simulação o
programa Magma verificou se o módulo do massalote estava acrescido de 20% a
40% sobre o módulo da peça (MINTEGUI, 2001). Conforme mostra a Figura 30, o
desenho em corte possibilita a visualização do módulo da peça e do massalote, de
acordo com as cores referenciadas na escala. O módulo da peça ficou entre 0,6 e 1
e do massalote entre 1 e 1,3, desta forma ficou constatado que o massalote que foi
dimensionado estava adequado para solidificar após a peça (corpo de prova).
Figura 30: Módulo das partes do conjunto fundido.
77
3.4 DIMENSIONAMENTO DO SISTEMA DE ENCHIMENTO
O sistema de enchimento é dividido em três partes, primeiro é o canal de
descida, segundo é canal primário e terceiro é o canal de ataque, para representar a
relação de área entre cada uma dessas partes do sistema, é atribuído um número,
por exemplo: 1:2:1; nesta representação, o primeiro número se refere ao módulo do
canal de descida, o segundo número ao módulo do canal primário e o terceiro
número ao módulo do canal de ataque.
As relações de áreas dos canais que foram dimensionados para este trabalho
estão listadas na Tabela 9.
Tabela 9: Relações de áreas e posições de enchimento a serem empregadas.
Cálculo Relação de
áreas Descrição
1 1:4:4 Canal primário no molde inferior, três canais de ataque
1 1:4:4 Canal primário no molde superior, três canais de ataque
1 1:4:4 Canal primário tipo rampa no molde inferior com três canais ataque
2 1:0,8:0,6 Um ataque fino e largo
2 1:0,8:0,6 Três ataques equidistantes
2 1:0,8:0,6 Três ataques equidistantes com cantos arredondados
3 1:2:1 Um ataque fino e largo
3 1:2:1 Três ataques equidistantes
3 1:2:1 Três ataques equidistantes com cantos arredondados
4 1:1:1 tipo faca Um ataque fino e largo
4 1:1:1 tipo faca Três ataques equidistantes
4 1:1:1 tipo faca Três ataques equidistantes com cantos arredondados
4 1:1:1 tipo faca Canal primário escalonado constante e três ataques equidistantes com cantos arredondados
4 1:1:1 tipo faca Canal primário com escalonamento interno e três canais de ataque
5 Filtro 50x50x20 Canal primário constante molde superior
5 Filtro 50x50x20 Canal primário escalonado constante molde superior
5 Filtro 50x50x20 Canal primário escalonado molde inferior
5 Filtro 50x50x20 Canal primário escalonado constante molde superior
6 Filtro 50x50x20 Canal primário constante molde inferior com poço
7 Vertical Canal primário com poço na extremidade
7 Vertical Canal primário com prolongamento vertical na extremidade
7 Vertical Canal de descida redondo e expansão no canal primário
7 Vertical Canal de descida retangular e expansão canal primário
78
Para efetuar os cálculos das dimensões dos sistemas de canais, é necessário
ter os dados presentes na Tabela 10.
Tabela 10: Dados de entrada para os cálculos
Peso do conjunto (P) 12000 g
Densidade do material (ρ) 7,2 g/cm³
Tempo de enchimento (t) 5 segundos
Coeficiente de atrito para sistema
despressurizado ()
0,6
Coeficiente de atrito para sistema
pressurizado ()
0,38
Aceleração da gravidade (g) 980 cm/s²
Altura da panela de vazamento até a
base do canal de descida (H)
12 cm
3.4.1 Tempo de enchimento
O tempo de enchimento é um fator complexo de prever, pois depende de
muitas variáveis e constantes teóricas, os quais dependem também do processo de
fabricação utilizado.
Dessa forma foi utilizado o gráfico da Figura 14 para estimar o tempo de
vazamento. Primeiramente fixou-se o peso do conjunto em 12 kg e considerando a
espessura da parede entre 12 e 22 mm (), dessa forma o tempo iria variar entre 2,8
a 3,6 segundos:
Para os aços, Heine (1967) cita uma fórmula para calcular o tempo de
enchimento, conforme mostrada abaixo:
𝑡 = 𝐾2 𝑃 sendo K2 1,72 para vazamento de peso até 45 kg.
Considerando um peso aproximado de 12 kg (peça + massalote) o cálculo
ficaria assim:
𝑡 = 1,72 12
𝑡 = 6 𝑠𝑒𝑔𝑢𝑛𝑑𝑜𝑠
Com base nas duas literaturas consultadas o tempo adotado para o
dimensionamento do sistema de canais foi de 5 segundos, ou seja, se optou por um
valor médio(HEINE, 1967).
79
3.4.2 Cálculo das seções dos sistemas de canais
Com os dados da Tabela 10 foi possível dimensionar a seção de choque, ou
seja, a menor seção por onde o material vai passar, e a partir desse valor, foi
possível se determinar as outras seções do sistema de enchimento, com a relação
de área que se deseja. As demais informações necessárias para os cálculos foram
geradas a partir do esquema mostrado na Figura 31.
Figura 31: Localização dos dados no sistema de enchimento.
Para dimensionar o sistema de enchimento para as diversas relações de área
utilizadas, é apresentado no Anexo 2 os cálculos na íntegra, na Tabela 11 está um
resumo dos principais valores encontrados:
Tabela 11: Dimensões dos sistemas de enchimento
Sistema Seção choque Base funil Base canal
descida Canal primário 1
1:4:4 Canal descida 21,8 x 21,8 19,0 x 19,0 26,9 x 53,8
1:0,8:0,6 Canal ataque 35,3 x 35,3 30,9 x 30,9 19,5 x 39,1
1:2:1 Canal descida 21,8 x 21,8 19,0 x 19,0 19,0 x 38,1
1:1:1 Canal descida 36,2 x 20,0 36,2 x 10,0 10,0 x 36,2
Filtros Canal descida 27,4 x 27,4 23,9 x 23,9 15,5 x 40,3
Verticais Canal descida 19,6 x 19,6 29,0 x 29,0 10 x 27,5
Sistema
Canal primário
2
Canal primário
3 Canal ataque
Entrada e saída do
filtro
1:4:4 26,9 x 35,9 26,9 x 17,9 38,0 x 12,7 ---
1:0,8:0,6 19,5 x 29,3 19,5 x 19,5 23,9 x 8,0 ---
1:2:1 19,0 x 31,7 19,0 x 25,4 19,0 x 6,3 ---
1:1:1 10,0 x 24,1 10,0 x 12,1 12,8 x 10,0 ---
Filtros 15,5 x 25,8 15,5 x 11 26,1 x 8,7 E: 41,4 x 41,4
S: 31,6 x 31,6
Verticais 10 x 27,5 10 x 27,5 133,3 x 10,0 ---
80
3.5 PARÂMETROS UTILIZADOS NA SIMULAÇÃO
Para a simulação do sistema de enchimento foi utilizado o programa de
computador denominado Magma, versão 8, no qual foram empregados os seguintes
parâmetros:
Malha: 800.000 mesh;
Temperatura vazamento: 1570 ºC;
Tipo de molde: Cura frio;
Pressão de vazamento: 38,38 g/cm².
A pressão de vazamento foi calculada da seguinte forma:
Pressão de vazamento = ρ (g/cm3) / altura (cm);
Pressão de vazamento = 7,833 (g/cm3) / 5 (cm);
Pressão de vazamento = 38,38 (g/cm2).
81
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Os resultados obtidos através da simulação foram: velocidade, direção e
idade do fluxo de preenchimento, seguem nos itens abaixo a apresentação destes
resultados bem como uma análise destes e por fim, um resumo para facilitar a
avaliação.
4.1 DIREÇÃO, IDADE DO FLUXO E VELOCIDADE DE ENCHIMENTO
O caminho que o material percorre dentro do molde é representado na
simulação computadorizada com setas que indicam a direção que o material está
tomando e com o passar do tempo elas mudam de cor representando a idade do
fluxo dentro cavidade (primeiro e último material a entrar no molde).
Da mesma forma a simulação da velocidade ocorre com o preenchimento da
cavidade onde o fluído muda de cor de acordo com a velocidade da escala.
As figuras apresentadas nos resultados da simulação, são do “início”
representadas pela letra “(a)” e de um ponto onde a cavidade está “parcialmente”
preenchida, no caso as figuras de letra “(b)”.
4.1.1 Sistema de enchimento 1:1:1
(a) Sistema de enchimento 1:1:1 – espessura 10 mm – canal primário
escalonado contínuo no molde superior – um canal de ataque reto no molde
superior.
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 32 (a) e (b), Durante a
etapa inicial de enchimento há um fluxo principal desde o funil até o massalote,
também se constata certa quantidade de material estacionada no funil, da qual uma
parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O material que está na
extremidade do canal primário, após o canal de ataque, permanece estacionado.
Durante o enchimento da cavidade do molde existe um fluxo turbulento de forma
bastante aleatória, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe também um
refluxo de material oriundo do massalote. Essa condição turbulenta na cavidade
favorece a oxidação da liga. Aquele fluxo a partir do material estacionado no funil
continua fluindo junto com o fluxo principal, tal fluxo pode ser danoso devido à
agitação prévia no funil que favorece a oxidação.
82
(a)
(b)
Figura 32: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, com um ataque reto. (a) início, (b) parcial.
83
Velocidade: observando a Figura 33 (a), inicialmente o fluxo que entrou pelo
canal de descida, fluiu no canal primário em toda a sua extensão até a extremidade
em forma de cunha, observa-se que a região da parede superior logo após o canal
de descida não permaneceu completamente cheia. Em seguida o fluxo seguiu no
canal de ataque que está posicionado a 90o em relação ao canal primário. O fluxo no
canal de ataque apresentou velocidade de aproximadamente 1,8 m/s, no canal de
distribuição a velocidade variou entre 0,6 a 1,2 m/s. O fluxo no canal de ataque
ocorreu de maneira descolada na parede lateral que está mais próxima do canal de
descida.
O fluxo atravessou a cavidade do molde com velocidade cerca de 1,8m/s, o
qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando
turbulências e respingos. A velocidade de movimento do fluxo dentro do restante da
cavidade, não considerando o fluxo central do canal de ataque, foi menor, entre 0,2
m/s a 0,7 m/s conforme pode ser visualizado na Figura 33 (b). O preenchimento
completo do canal de ataque ocorreu quando a cavidade no molde estava quase
completa e o material retornou preenchendo o canal de ataque. O tempo de
enchimento total foi de 3,75 s
(b) Sistema de enchimento 1:1:1 – espessura 10 mm – canal primário
escalonado contínuo no molde superior – três canais de ataque reto no molde
superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 34 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento há um fluxo principal desde o funil até o massalote,
também se constata certa quantidade de material estacionada no funil, do qual, uma
parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O material que está na
extremidade do canal de distribuição, após o último canal de ataque, permanece
estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde constata-se um fluxo
pouco turbulento, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe também um
refluxo de material oriundo do massalote. Essa condição turbulenta na cavidade
favorece a oxidação da liga. Aquele fluxo a partir do material estacionado no funil
continua fluindo junto com o fluxo principal, tal fluxo pode ser danoso devido à
agitação prévia no funil, a qual favorece a oxidação do material fundido.
84
(a)
(b)
Figura 33: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, com um ataque reto. (a) início, (b) parcial.
85
(a)
(b)
Figura 34: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado na lateral e três ataques retos. (a)
início, (b) parcial.
86
Velocidade: observando a Figura 35 (a), inicialmente o fluxo que entrou pelo
canal de descida fluiu no canal primário em toda a sua extensão até a extremidade
em forma de cunha, entretanto nesta fase inicial o fluxo se deslocou de maneira
descolada da parede superior do canal primários. Isto não deveria ter ocorrido, pois
o canal com 10 mm de espessura, foi feito para evitar o descolamento, afim de que o
líquido se comportasse como a “gota séssil”, conforme descrito por Campbell (2003).
Em seguida o fluxo seguiu pelos três canais de ataque que estão posicionados
equidistantes um do outro a 90o em relação ao canal de distribuição, sendo que o
último canal de ataque da sequência permaneceu completamente cheio durante o
enchimento da cavidade do molde e os dois primeiros canais de ataque não
permaneceram cheios durante quase todo o tempo de enchimento da cavidade do
molde. O enchimento completo dos dois primeiros canais de ataque ocorreu quando
a cavidade do molde estava quase cheia
O fluxo nos canais de ataque apresentou velocidade entre 1,8 a 2,1 m/s, e no
canal de primário foi entre 0,6 e 1,2 m/s. O fluxo no canal de ataque ocorreu de
maneira descolada na parede lateral que está mais próxima do canal de descida. O
fluxo atravessou a cavidade do molde com o aço na velocidade de 1,5 m/s, o qual
bateu na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando pouca
turbulência, o material após bater na parede oposta aos canais retornou a uma
velocidade abaixo de 0,6 m/s conforme pode ser visualizado na Figura 35 (b). O
preenchimento completo do canal de ataque ocorreu quando a cavidade no molde
estava quase completa e o material retornou preenchendo o canal de ataque. O
tempo de enchimento total foi de 3,26 s.
(c) Sistema de enchimento 1:1:1 – espessura 10 mm – canal primário
escalonado contínuo no molde superior – três canais de ataque com raio no
molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 36 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento há um fluxo principal desde o funil até o massalote, não
se constata aquela quantidade de material estacionada no funil, conforme ocorreu
com os sistema 1:1:1 com 1 ataque e 1:1:1 com 3 ataques, o qual uma parte vazava
junto com o fluxo principal no canal primário. O material que está na extremidade do
canal de distribuição, após o último canal de ataque, permanece estacionado.
Durante o enchimento da cavidade do molde o fluxo é pouco turbulento, com a
cavidade parcialmente preenchida.
87
(a)
(b)
Figura 35: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, com três ataques retos. (a) início, (b) parcial.
88
(a)
(b)
Figura 36: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado na lateral e três ataques com
arredondamentos. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 37 (a), inicialmente o fluxo que entrou pelo
canal de descida, fluiu no canal primário de maneira descolada da parede superior,
ou seja, não estava em contato permanente com as paredes do molde. Objetivo pelo
89
qual foi feito canal com 10 mm de espessura, afim de que o líquido se comportasse
como a “gota séssil”, conforme descrito por Campbell (2003). Em seguida o fluxo
seguiu pelos três canais de ataque que estão posicionados eqüidistantes um do
outro a 90o em relação ao canal de distribuição, sendo que cada um possui um raio
para facilitar a mudança de direção do material. Neste caso constatou-se que o fluxo
entrou de maneira quase igual na cavidade do molde através dos três ataques. A
sequência de enchimento ocorreu da seguinte maneira: o primeiro canal de ataque
iniciou o enchimento, logo em seguida o segundo e por último, o terceiro canal de
ataque. Constatou-se que no último canal de ataque a velocidade foi maior.
O fluxo nos canais de ataque possuíram velocidade média de 1,2 m/s, no
canal de distribuição variou entre 0,4 e 1,0 m/s. Com o raio de arredondamento que
foi feito nos canais de ataque constatou-se que o fluxo não ocorreu de maneira
descolada na parede lateral que está mais próxima do canal de descida. O fluxo
atravessou a cavidade do molde com o aço na velocidade de cerca de 1,0 m/s, o
qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando pouca
turbulência, o material após bater na parede oposta aos canais retornou a uma
velocidade abaixo de 0,5 m/s conforme pode ser visualizado na Figura 37 (b). O
preenchimento completo do raio entre o canal de ataque e a peça só ocorreu
quando a cavidade do molde estava quase completamente cheia. O tempo total para
o enchimento da cavidade foi de 3,00 s.
(d) Sistema de enchimento 1:1:1 – espessura 10 mm – canal primário
escalonado tipo rampa no molde superior – três canais de ataque com raio no
molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 38 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento há um fluxo principal desde o funil até o massalote,
também se constata uma pequena quantidade de material estacionada no funil, o
qual uma parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O material que
está na extremidade do canal primário, após o canal de ataque, permanece
estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde nota-se um fluxo pouco
turbulento, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe também um refluxo de
material oriundo do massalote. Essa condição turbulenta na cavidade favorece a
oxidação da liga. O fluxo a partir do material estacionado no funil, apesar de ser uma
quantidade muito pequena, continua fluindo junto com o fluxo principal.
90
(a)
(b)
Figura 37: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, canal primário escalonado na lateral e três
ataques com raios. (a) início, (b) parcial.
91
(a)
(b)
Figura 38: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado em rampa inferior e três ataques
arredondados. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 39 (a), inicialmente o fluxo que entrou pelo
canal de descida, fluiu no canal primário em toda a sua extensão até a extremidade
em forma de cunha. Somente após o canal primário estar cheio é que o material fluiu
92
em contato permanente com as paredes do canal, cumprindo desta maneira o
objetivo pelo qual foi feito canal com 10 mm de espessura, afim de que o líquido se
comportasse como a “gota séssil” conforme explanado por Campbell (2003), o
escalonamento do tipo rampa também contribuiu para isto. Em seguida o fluxo
seguiu pelos três canais de ataque que estão posicionados equidistantes um do
outro a 90º em relação ao canal primário, sendo que cada um possui um raio para
facilitar a mudança de direção do material. A sequência de enchimento dos canais
de ataques foi a seguinte: o último canal de ataque iniciou o enchimento, logo em
seguia o segundo e por último o primeiro canal de ataque.
O fluxo nos canais de ataque possuía velocidade maior que o fluxo no canal
primário, 2,5 m/s no ataque e no canal primário foi entre 1,1 e 1,3 m/s. O fluxo no
canal de ataque ocorreu de maneira descolada na parede lateral que está mais
próxima do canal de descida. O fluxo atravessou a cavidade do molde com o aço na
velocidade obtida de 1,8 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e
do massalote, gerando turbulência, o material após bater na parede oposta aos
canais retornou a uma velocidade abaixo de 0,8 m/s, conforme pode ser visualizado
na Figura 39 (b). O preenchimento completo do raio entre o canal de ataque e a
peça só ocorreu quando a cavidade estava quase completamente cheia. O tempo de
enchimento total foi de 2,23 s.
(e) Sistema de enchimento 1:1:1 – espessura 10 mm – canal primário
escalonado pela parte interior no molde superior – três canais de ataque com
raio no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 40 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento há um fluxo principal desde o funil até o massalote,
sendo que o canal de ataque central é o que possui o maior fluxo de material.
Também se constata uma pequena quantidade de material estacionada no funil, o
qual uma parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O material que
está na extremidade do canal primário, após o canal de ataque, permanece
estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde nota-se um fluxo pouco
turbulento, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe também um refluxo de
material oriundo do massalote. Essa condição turbulenta na cavidade favorece a
oxidação da liga. O fluxo a partir do material estacionado no funil, apesar de ser uma
quantidade muito pequena, continua fluindo junto com o fluxo principal.
93
(a)
(b)
Figura 39: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, canal primário escalonado tipo rampa e três
ataques com raios. (a) início, (b) parcial.
94
(a)
(b)
Figura 40: Sistema 1:1:1 com canal primário escalonado pela parte interior e três canais de
ataques arredondados. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 41 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida fluiu no canal primário, e antes que atingisse a extremidade em forma de
cunha do canal primário, o primeiro canal de ataque já iniciou o enchimento da
95
cavidade do corpo de prova. Em seguida o fluxo entrou no segundo canal de ataque,
logo a seguir, após o preenchimento completo do canal primário ocorreu o
enchimento pelo último canal de ataque. Constatou-se que o fluxo atuou em contato
permanente com as paredes dos canais, cumprindo o objetivo pelo qual foi feito
canal com 10 mm de espessura, desta maneira o líquido se comportou como a “gota
séssil”, conforme explanado por Campbell (2003). O escalonamento especial deste
sistema de enchimento contribui para que a sequência de enchimento fosse
diferente dos demais sistemas testados. Os canais de ataque possuíam um raio de
arredondamento para facilitar a mudança de direção do fluxo de material.
O fluxo no canal de ataque possuía uma velocidade maior que o fluxo no
canal primário, 1,7 m/s nos ataques e no canal primário foi entre 1,1 e 1,3 m/s. O
fluxo no canal de ataque, ao contrário dos outros sistemas testados, ocorreu de
maneira colada nas paredes dos canais. O fluxo atravessou a cavidade do molde
com o aço na velocidade obtida de 1,5 m/s, o qual bateu na parede oposta da
cavidade do molde e do massalote, gerando pouca turbulência, o material após
bater na parede oposta aos canais retornou em velocidade abaixo de 0,7 m/s,
conforme pode ser visualizado na Figura 41 (b). O tempo de enchimento total foi de
2,13 s.
4.1.2 Sistema de enchimento 1:2:1
(a) Sistema de enchimento 1:2:1 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – um canal de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 42 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento há um fluxo principal desde o funil até o massalote,
também se constata uma pequena quantidade de material estacionada no funil, o
qual uma parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O material que
está na extremidade do canal de distribuição, após o canal de ataque, permanece
estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde existe um fluxo turbulento
de forma bastante aleatória, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe
também um refluxo de material oriundo do massalote. Essa condição turbulenta na
cavidade favorece a oxidação da liga. Aquele fluxo a partir do material estacionado
no funil continua fluindo junto com o fluxo principal, tal fluxo pode ser danoso devido
à agitação prévia no funil que favorece a oxidação.
96
(a)
(b)
Figura 41: Sistema 1:1:1 com espessura 10 mm, canal primário escalonado no lado interior e
três ataques com raios. (a) início, (b) parcial.
97
(a)
(b)
Figura 42: Sistema 1:2:1 com canal primário no molde superior e um ataque reto. (a) início, (b)
parcial.
98
Velocidade: observando a Figura 43 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário, em toda a sua extensão, o qual não permaneceu
totalmente cheio na etapa inicial, ao se chocar com a extremidade em forma de
cunha, o material da extremidade retornou pelo canal de distribuição, em forma de
onda em alta velocidade. Antes do canal de distribuição ter ficado completamente
preenchido, iniciou o fluxo no canal de ataque que está posicionado a 90o em
relação ao canal de distribuição.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade de 1,5 m/s, no canal de
distribuição foi entre 0,4 a 1,0 m/s. O fluxo no canal de ataque ocorreu de maneira
descolada na parede lateral que está mais próxima do canal de descida. O fluxo
atravessou a cavidade do molde com o aço na velocidade de 2,0 m/s, o qual bateu
na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando turbulências e
respingos. A velocidade de movimento do fluxo dentro do restante da cavidade,
excluindo o fluxo central do canal de ataque, foi menor, cerca de 0,5 m/s conforme
pode ser visualizado na Figura 43 (b). O preenchimento completo do canal de
ataque ocorreu quando a cavidade no molde estava quase completa e o material
retornou para este local. O tempo de enchimento total foi de 3,22 s.
(b) Sistema de enchimento 1:2:1 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 44 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento o funil enche rapidamente. O material que está na
extremidade do canal de distribuição, após o último canal de ataque, permanece
estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde nota-se um fluxo um tanto
quanto turbulento, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe também um
refluxo de material oriundo do massalote este refluxo é responsável por aumentar a
turbulência dentro do molde. Essa condição turbulenta na cavidade favorece a
oxidação da liga.
99
(a)
(b)
Figura 43: Sistema 1:2:1, canal primário escalonado no molde superior com um ataque reto. (a)
início, (b) parcial.
100
(a)
(b)
Figura 44: Sistema 1:2:1 com canal primário no molde superior escalonado e três ataques
retos. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 45 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário, em toda a sua extensão, porém se constatou que
a região logo após o canal de descida ficou parcialmente cheia durante certo tempo.
101
Quando o fluxo se chocou com a extremidade em forma de cunha do canal primário
o material retornou pelo canal de distribuição. Antes do canal de distribuição ter
ficado completamente preenchido, iniciou a entrada de material na cavidade do
molde através do último canal de ataque, em seguida o penúltimo e o primeiro canal
de ataque completou por último.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade de aproximadamente 1,9 m/s,
e no canal de distribuição entre 0,7 e 1,4 m/s. O fluxo no canal de ataque ocorreu de
maneira descolada da parede lateral que está mais próxima do canal de descida. O
fluxo atravessou a cavidade do molde com o aço na velocidade de
aproximadamente 2,0 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e
do massalote, gerando turbulência quando entrou no massalote. Devido ao refluxo
após o fluxo ter batido na parede oposta aos canais, o material retornou a uma
velocidade abaixo de 1,0 m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 45 (b). O
preenchimento completo do canal de ataque ocorreu quando a cavidade no molde
estava quase completa, e o material retornou preenchendo o canal de ataque. O
tempo de enchimento total foi de 2,97 s.
(c) Sistema de enchimento 1:2:1 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – três canais de ataque com raio no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra na Figura 46 (a) e (b), durante o
inicio do vazamento constata-se uma pequena quantidade de material estacionada
no funil, o qual uma parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O
material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde o
fluxo é uniforme, ocorrendo agitação somente dentro do massalote, que também
causa um pouco de refluxo para a cavidade do molde parcialmente preenchida.
Aquele fluxo a partir do material estacionado no funil continua fluindo junto com o
fluxo principal, tal fluxo pode ser danoso devido à agitação prévia no funil que
favorece a oxidação.
102
(a)
(b)
Figura 45: Sistema 1:2:1, canal primário escalonado no molde superior com três ataques retos.
(a) início, (b) parcial.
103
(a)
(b)
Figura 46: Sistema 1:2:1 com canal primário no molde superior escalonado e três ataques
arredondados. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 47 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário em toda a sua extensão, porém não o preencheu
completamente. Ao se chocar com a extremidade em forma de cunha do canal
104
primário, o material da extremidade retorna pelo canal de distribuição. Antes do
canal de distribuição ter enchido completamente, no canal de ataque posicionado a
90o em relação ao canal de distribuição, inicia o fluxo de material para a cavidade do
molde, sendo que o último canal da sequência começou enchendo primeiro, em
seguida, o penúltimo e o primeiro canal de ataque enche por último.
Observa-se que os raios de arredondamentos feitos nos canais de ataque, no
lado do canal primário, favoreceram uma distribuição mais homogênea do material
que entrou para a cavidade do molde. Entretanto o fluxo do primeiro canal de ataque
ficou prejudicado inicialmente devido ao enchimento parcial do canal primário nos
instantes iniciais. O fluxo no canal de ataque possuía velocidade maior que o fluxo
no canal primário, cerca de 1,8 m/s e no canal de distribuição entre 0,3 e 0,9 m/s. O
fluxo atravessou a cavidade do molde com o aço em velocidade de cerca de 1,3 m/s,
o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando
pouca turbulência, o material após ter batido na parede oposta aos canais retornou
em velocidade abaixo de 0,6 m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 47 (b). O
preenchimento completo do primeiro canal de ataque, aquele mais próximo do canal
de descida, ocorreu quando a cavidade no molde estava quase completa e o
material retornou preenchendo-o. O tempo de enchimento total foi de 2,56 s.
4.1.3 Sistema de enchimento 1:0,8:0,6
(a) Sistema de enchimento 1:0,8:0,6 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – um canal de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 48 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento ocorreu um fluxo principal desde o funil até o massalote,
também se constatou uma pequena quantidade de material estacionada no funil, o
qual uma parte vazou junto com o fluxo principal no canal primário. O material que
estava na extremidade do canal de distribuição, após o canal de ataque,
permaneceu estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde existiu um
fluxo turbulento de forma bastante aleatória, com a cavidade do molde parcialmente
preenchida. Houve também um refluxo de material oriundo do massalote. Essa
condição turbulenta na cavidade deve favorecer a oxidação da liga. Aquele fluxo a
partir do material estacionado no funil continuou fluindo junto com o fluxo principal,
tal fluxo poderá ser danoso devido à agitação prévia no funil, o qual pode favorecer a
oxidação da liga.
105
(a)
(b)
Figura 47: Sistema 1:2:1, canal primário escalonado no molde superior com três ataques
arredondados. (a) início, (b) parcial.
106
(a)
(b)
Figura 48: Sistema 1:0,8:0,6 com canal primário no molde superior e um canal de ataque reto.
(a) início, (b) parcial.
107
Velocidade: observando a Figura 49 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário, em toda a sua extensão, porém não o preencheu
completamente. Ao se chocar com a extremidade em forma de cunha do canal
primário, o material iniciou o enchimento do canal de ataque posicionado a 90o em
relação ao canal de distribuição. Antes do fluxo de material ter se chocado com a
parede da cavidade do molde e com o massalote, o canal primário já estava
totalmente preenchido.
O fluxo no canal de ataque possuía uma velocidade maior que o fluxo no
canal primário, cerca de 1,7 m/s e no canal de distribuição foi entre 0,5 e 1,3 m/s. O
fluxo no canal de ataque ocorreu de maneira descolada na parede lateral que está
mais próxima do canal de descida. O fluxo atravessou a cavidade do molde com o
aço na velocidade máxima de 2,5 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade
do molde e do massalote, gerando turbulências e respingos. A velocidade de
movimento do fluxo dentro do restante da cavidade do molde, não se considerando
o fluxo central do canal de ataque, foi menor, em torno de 0,8 m/s, conforme pode
ser visualizado na Figura 49 (b). O preenchimento completo do canal de ataque
ocorreu quando a cavidade no molde estava quase completa e o material retornou
preenchendo o canal de ataque. O tempo de enchimento total foi de 2,11 s.
(b) Sistema de enchimento 1:0,8:0,6 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 50 (a) e (b), durante a
etapa inicial de enchimento o funil enche rapidamente. O material que está na
extremidade do canal de distribuição, após o último canal de ataque, permanece
estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde nota-se um fluxo um tanto
quanto turbulento, com a cavidade parcialmente preenchida. Existe também um
refluxo de material oriundo do massalote, este refluxo é responsável por aumentar a
turbulência dentro do molde. Essa condição turbulenta na cavidade favorece a
oxidação da liga.
108
(a)
(b)
Figura 49: Sistema 1:0,8:0,6, canal primário escalonado no molde superior com um ataque
reto. (a) início, (b) parcial.
109
(a)
(b)
Figura 50: Sistema 1:0,8:0,6 com canal primário escalonado no molde superior e três canais de
ataques retos. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 51 (a), inicialmente o fluxo que entrou pelo
canal de descida, fluiu no canal primário, em toda a sua extensão, porém não o
preenchendo completamente. Ao ter se chocado com a extremidade em forma de
110
cunha do canal primário o fluxo de material iniciou o enchimento dos canais de
ataque posicionados a 90o em relação ao canal primário. Antes de o material ter se
chocado com a parede da cavidade do molde e do massalote, o canal primário já
estava totalmente preenchido. O fluxo através dos três canais de ataque ocorreu
maneira quase homogênea deste o início do enchimento. Constata-se nos dois
canais primários mais próximos do canal de descida que houve fluxo parcial, os
quais foram totalmente preenchidos a partir do momento em que a cavidade do
molde ficou completamente cheia.
O fluxo no canal de ataque possuía uma velocidade maior que o fluxo no
canal primário, cerca de 1,9 m/s, e no canal de distribuição entre 0,5 e 1,2 m/s. O
fluxo dos canais de ataque que estão mais próximos do canal de descida ocorreu de
maneira descolada da parede lateral que está mais próxima do canal de descida. O
fluxo atravessou a cavidade do molde com o aço na velocidade de cerca de 2,0 m/s,
o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando
turbulência quando entrou no massalote. Isto ocorreu devido ao refluxo e a alta
velocidade, o material após bater na parede oposta aos canais retorna a uma
velocidade abaixo de 1,0 m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 51 (b). O
preenchimento completo dos canais de ataque ocorreu quando a cavidade no molde
estava quase completa e o material retornou preenchendo-os. O tempo de
enchimento total foi de 2,04 s.
(c) Sistema de enchimento 1:0,8:0,6 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – três canais de ataque com raio no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 52 (a) e (b), durante o
início do vazamento constata-se uma pequena quantidade de material estacionada
no funil, o qual uma parte vaza junto com o fluxo principal no canal primário. O
material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. Durante o enchimento da cavidade do molde o
fluxo é uniforme, ocorre agitação somente dentro do massalote, que também causa
um pouco de refluxo para a cavidade do molde que está parcialmente preenchida.
Aquele fluxo a partir do material estacionado no funil continua fluindo junto com o
fluxo principal, tal fluxo pode ser danoso devido à agitação prévia no funil, a qual
favorece a oxidação.
111
(a)
(b)
Figura 51: Sistema 1:0,8:0,6, canal primário escalonado no molde superior com três ataques
retos. (a) início, (b) parcial.
112
(a)
(b)
Figura 52: Sistema 1:0,8:0,6 com canal primário escalonado no molde superior e três canais de
ataques arredondados (a) início, (b) parcial.
113
Velocidade: observando a Figura 53 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário e antes de ter se chocado com a extremidade em
forma de cunha, o material começou a avançar pelo primeiro canal de ataque que
encontra, com velocidade de cerca de 1,5 m/s. O fluxo no canal primário prosseguiu
e logo avançou também pelo último canal de ataque, com velocidade de 3,0 m/s,
quando este fluxo alcançou a metade da cavidade do molde iniciou a passagem de
outro fluxo pelo canal de ataque central. Os canais de ataque estão posicionados a
90o em relação ao canal de distribuição.
Observa-se que o fluxo do primeiro canal de ataque foi parcial, apesar do raio
de arredondamento que deveria ter direcionado melhor este fluxo. Isto deve ter
ocorrido devido ao enchimento parcial do canal de distribuição próximo deste local.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade maior que o fluxo no canal primário,
cerca de 1,8m/s, e no canal de distribuição foi entre 0,7 e 1,5 m/s. O fluxo
atravessou a cavidade do molde com o aço na velocidade de 2,1 m/s, o qual bateu
na parede oposta da cavidade do molde e do massalote, gerando turbulência devido
à alta velocidade do material. Após o fluxo ter batido na parede oposta aos canais de
ataque o fluxo retornou em velocidade abaixo de 0,9 m/s, conforme pode ser
visualizado na Figura 53 (b). O preenchimento completo do primeiro canal de
ataque, aquele mais próximo do canal de descida, ocorreu quando a cavidade no
molde estava quase completa e o material retornou preenchendo o canal de ataque.
O tempo de enchimento total foi de 1,86 s.
4.1.4 Sistema de enchimento 1:4:4
(a) Sistema de enchimento 1:4:4 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde superior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 54 (a) e (b), durante o
início do vazamento não se constatou material estacionado no funil. O material que
está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de ataque,
permanece estacionado. Como a quantidade de material que entra pelo ultimo canal
de ataque é maior do que nos outros dois, o material tende a girar formando
redemoinho dentro da cavidade do molde. Durante o enchimento da cavidade do
molde o fluxo é em geral uniforme, ocorre agitação somente devido ao refluxo do
massalote.
114
(a)
(b)
Figura 53: Sistema 1:0,8:0,6, canal primário escalonado no molde superior com três ataques
arredondados. (a) início, (b) parcial.
115
(a)
(b)
Figura 54: Sistema 1:4:4 com canal primário escalonado no molde superior e três canais de
ataques retos. (a) início, (b) parcial.
116
Velocidade: observando a Figura 55 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário enchendo-o parcialmente e ao ter se chocado
com a extremidade em forma de cunha, o material começou a avançar pelos canais
de ataque com velocidade média de 1,1 m/s. Os canais de ataque estão
posicionados a 90o em relação ao canal de distribuição.
Constatou-se que os canais de ataque não foram completamente preenchidos
durante todo o enchimento da cavidade. O fluxo nos canais de ataque possuia uma
velocidade levemente maior que o fluxo no canal de distribuição, cerca de 1,2 m/s.
No canal de distribuição a velocidade obtida foi entre 0,8 e 1,1 m/s. O fluxo
atravessou a cavidade do molde com o aço velocidade de aproximadamente 1,2
m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e no massalote, gerando
pouca turbulência. Isto ocorreu devido à baixa velocidade do material. Após ter
batido na parede oposta aos canais o fluxo retornou em velocidade abaixo de 0,5
m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 55 (b). O preenchimento completo dos
três canais de ataque ocorreu quando a cavidade no molde estava quase completa e
o material retornou preenchendo-os. O tempo de enchimento total foi de 2,16 s.
(b) Sistema de enchimento 1:4:4 – canal primário escalonado tipo degrau no
molde inferior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 56 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se certa quantidade de material estacionada no funil.
O material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. Como a quantidade de material que entra pelo
ultimo canal de ataque é maior do que nos outros dois, o material tende a girar
formando redemoinho dentro da cavidade do molde, entretanto este efeito ocorre em
baixa velocidade. Durante o enchimento da cavidade do molde o fluxo é em geral
uniforme, em baixa velocidade. Comparando com o sistema 1:4:4 com o canal
primário no molde superior, este sistema mostra o enchimento mais suave.
117
(a)
(b)
Figura 55: Sistema 1:4:4, canal primário escalonado no molde superior com três ataques retos.
(a) início, (b) parcial.
118
(a)
(b)
Figura 56: Sistema 1:4:4 com canal primário escalonado no molde inferior e três canais de
ataques retos. (a) início, (b) parcial.
Velocidade: observando a Figura 57 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, fluiu no canal primário enchendo-o parcialmente e ao ter se chocado
como primeiro degrau do escalonamento, o material líquido fez um salto e foi
119
arremessado para o terceiro degrau. Após o fluxo enchimento da extremidade em
forma de cunha, é que o material encheu o segundo degrau do escalonamento do
canal primário. O enchimento dos canais de ataque ocorreu com velocidade média
de 0,9 m/s, sendo que o ultimo canal de ataque encheu por primeiro, em seguida o
canal de ataque central e por ultimo o primeiro canal de atque, aquele que está mais
próximo do canal de descida. Os canais de ataque estão posicionados a 90o em
relação ao canal primário.
Constatou-se que quase todos os canais de ataque estavam praticamente
cheios durante o enchimento da cavidade do molde. Somente o ataque mais
próximo do canal de descida é que estava parcialmente vazio, pois o canal primário
neste local permaneceu incompleto durante quase a metade do tempo de
enchimento da cavidade do molde. O fluxo no canal de ataque possuia velocidade
menor que o fluxo no canal primário, cerca de 0,9 m/s, e no canal primário foi entre
0,9 e 1,5 m/s. O fluxo do material líquido atravessou a cavidade do molde com o aço
velocidade de 0,7 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e no
massalote, gerando pouca turbulência, isto ocorre devido à baixa velocidade do
material. Após o fluxo ter batido na parede oposta aos canais de ataque, o fluxo
retornou a uma velocidade abaixo de 0,5 m/s, conforme pode ser visualizado na
Figura 57 (b). O preenchimento completo do canal de distribuição ocorreu quando
metade da cavidade já estava completa. O tempo de enchimento total foi de 1,28 s.
(c) Sistema de enchimento 1:4:4 – canal primário escalonado tipo rampa no
molde inferior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 58 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se uma pequena quantidade de material estacionada
no funil, O material que está na extremidade do canal primário, após os canais de
ataque, permanece estacionado. A quantidade de material que entra pelo último
canal de ataque é maior do que nos outros dois, o fluxo de material é maior no canal
de ataque central. Durante o enchimento da cavidade do molde o fluxo é em geral
uniforme, sofrendo agitação somente devido ao refluxo do massalote e a essa alta
velocidade no canal de ataque central. Comparando com os outros dois sistemas o
canal primário com escalonamento contínuo torna o enchimento mais constante e
reduzindo a agitação causada pelos degraus do escalonamento simples.
120
(a)
(b)
Figura 57: Sistema 1:4:4, canal primário escalonado no molde inferior com três ataques retos.
(a) início, (b) parcial.
121
(a)
(b)
Figura 58: Sistema 1:4:4 com canal primário escalonado do tipo rampa no molde inferior e três
canais de ataques retos. (a) início, (b) parcial.
122
Velocidade: observando a Figura 59 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida, o qual ficou cheio rapidamente, em seguida fluiu no canal primário
enchendo-o parcialmente. Mesmo após ter iniciado o enchimento da cavidade do
molde, o canal primário não ficou cheio por completo, no qual a velocidade do fluxo
foi menor que 0,9 m/s. O último canal de ataque encheu primeiro, em seguida o
ataque central e por último o primeiro canal de ataque, aquele que está mais
próximo do canal de descida. Os canais de ataque estão posicionados a 90º em
relação ao canal primário.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade menor que o fluxo no canal
primário, 0,7 m/s, sendo que no canal primário a velocidade foi entre 0,6 e 1,3 m/s.
O fluxo atravessou a cavidade do molde com o aço velocidade de 0,6 m/s, o qual
bateu na parede oposta da cavidade do molde e no massalote, gerando
pouquíssima turbulência devido à baixa velocidade do material. Após o fluxo ter
batido na parede oposta aos canais retornou em velocidade abaixo de 0,4 m/s,
conforme pode ser visualizado na Figura 59 (b). O preenchimento completo do canal
primário ocorreu quando metade da cavidade já estava completa. O tempo de
enchimento total foi de 2,10 s.
4.1.5 Sistema de enchimento com filtro 50x50x22
(a) Sistema de enchimento com filtro 50x50x22 mm – canal primário escalonado
tipo rampa no molde superior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 60 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se certa quantidade de material estacionada no funil.
O material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. O material entra pelos três ataques praticamente
juntos e o fluxo se mantém constante, como a velocidade é razoavelmente baixa,
quando o material bate na parede da cavidade do molde oposta aos canais de
ataque provoca uma pequena turbulência. Durante o enchimento da cavidade do
molde o fluxo é em geral uniforme, ocorrendo agitação devido ao refluxo oriundo da
região do massalote e da parede oposta aos canais de ataque.
123
(a)
(b)
Figura 59: Sistema 1:4:4, canal primário escalonado em rampa no molde inferior com três
ataques retos. (a) início, (b) parcial.
124
(a)
(b)
Figura 60: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde superior escalonado do tipo
rampa e três ataques retos. (a) início, (b) parcial.
125
Velocidade: observando a Figura 61 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida e teve sua velocidade reduzida para 0,4 m/s ao passar pelo filtro
cerâmico, logo após a velocidade aumentou ao fluir pelo canal primário enchendo-o
rapidamente. Em seguida o fluxo iniciou o enchimento dos três canais de ataque de
maneira simultânea. O último canal de ataque se manteve completamente cheio
durante todo o tempo de enchimento da cavidade do molde, entretanto os outros
dois trabalharam com fluxo de maneira descolada da parede mais próxima ao canal
de descida, o qual ocupava mais ou menos 50% da sua capacidade. A velocidade
média do fluxo nos canais de ataque foi de 1,3 m/s. Os canais de ataque estão
posicionados a 90o em relação ao canal primário.
Constatou-se que os canais de ataque ganharam mais velocidade na entrada
para a cavidade após o enchimento total do canal de distribuição. O fluxo nos canais
de ataque possuíam velocidade maior que o fluxo no canal primário, cerca de 1,3
m/s, e no canal primário entre 0,5 e 0,8 m/s. O fluxo de material atravessou a
cavidade do molde com velocidade de 1,3 m/s, o qual bateu na parede do molde
oposta aos canais de ataque da cavidade gerando pouca turbulência. Isto ocorreu
devido à velocidade do material estar relativamente baixa. Após o fluxo ter batido na
parede oposta aos canais de ataque, o fluxo retornou em velocidade abaixo de 0,6
m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 61 (b). O tempo de enchimento total
foi de 2,40 s.
(b) Sistema de enchimento com filtro 50x50x22 mm – canal primário de seção
contínua no molde superior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 62 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se certa quantidade de material estacionada no funil.
O material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. O material entra pelos três ataques praticamente
juntos e o fluxo mantém-se constante, como a velocidade é um tanto alta, o material
bate na parede do molde, oposta aos canais de ataque e provoca turbulência.
Durante o enchimento da cavidade do molde o fluxo é em geral uniforme, ocorrendo
alguma agitação devido a velocidade maior de entrada e também devido ao refluxo
vindo do massalote.
126
(a)
(b)
Figura 61: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário escalonado em rampa no molde
superior e três ataques retos. (a) início, (b) parcial.
127
(a)
(b)
Figura 62: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde superior e três ataques retos.
(a) início, (b) parcial.
128
Velocidade: observando a Figura 63 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida e atravessou o filtro cerâmico com velocidade baixa, 0,4 m/s, após ter
atravessado o filtro a velocidade aumentou um pouco e fluxo ocorreu pelo canal
primário até a sua extremidade. Na extremidade do canal primário ocorreu um
pequeno refluxo de material. O fluxo nos três canais de ataque foi simultâneo, mas
não ocorreu de maneira completa, o fluxo foi de maneira descolado da parede que
está do lado do canal de descida. Entretanto o fluxo ocorreu de maneira simultânea
nos três canais de ataque e com a mesma velocidade, cerca de 1,5 m/s. Os canais
de ataque estão posicionados a 90o em relação ao canal primário.
Constatou-se que após o enchimento total do canal de distribuição, houve
aumento da velocidade nos canais de ataque. O fluxo nos canais de ataque possuía
velocidade maior que o fluxo no canal primário, a qual foi de 1,5 m/s e entre 0,5 e
1,1 m/s respectivamente. O fluxo de material atravessou a cavidade do molde com
velocidade de 1,4 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e no
massalote, isto favoreceu certo nível de turbulência devido à alta velocidade do
material. Após ter batido na parede oposta aos canais de ataque, o fluxo retornou
em velocidade abaixo de 0,5 m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 63 (b). O
tempo de enchimento total foi de 2,30 s.
(c) Sistema de enchimento com filtro 50x50x22 mm – canal primário escalonado
no molde inferior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 64 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se certa quantidade de material estacionada no funil.
O material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. A quantidade de material que entra pelos três
ataques é a mesma e o fluxo mantém-se constante, como a velocidade é baixa, o
material bate na parede o oposta aos canais de ataque e começa a retornar,
preenchendo a cavidade do molde. Durante o enchimento da cavidade do molde o
fluxo é em geral uniforme, ocorrendo pouca agitação, somente devido ao refluxo do
massalote.
129
(a)
(b)
Figura 63: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário reto no molde superior e três
ataques retos. (a) início, (b) parcial
130
(a)
(b)
Figura 64: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde inferior escalonado e três
ataques retos. Fluxo de preenchimento. (a) início (b) parcial.
131
Velocidade: observando a Figura 65 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida e atravessou o filtro cerâmico com baixa velocidade, 0,4 m/s, logo após a
velocidade aumentou ao fluir pelo canal primário, enchendo-o completamente.
Quando o material se chocou com a cunha no final no canal primário o material
iniciou o enchimento dos três canais de ataque com velocidade média de 1,3 m/s,
sendo que neste sistema o enchimento dos três ataques ocorreu simultaneamente.
Os canais de ataque estão posicionados a 90o em relação ao canal primário.
Constatou-se que tanto o canal primário quanto os canais de ataque
trabalharam cheios durante todo o processo de enchimento da cavidade do molde.
O fluxo nos canais de ataque possuía velocidade maior que o fluxo no canal
primário, que foi de 1,3 m/s, e entre 0,5 e 1,1 m/s respectivamente. O fluxo de
material atravessou a cavidade do molde com velocidade de 0,9 m/s, o qual bateu
na parede oposta da cavidade do molde e no massalote, gerando pouca turbulência.
Isto ocorreu devido à baixa velocidade do material, após ter batido na parede oposta
aos canais de ataque, o fluxo retornou em velocidade abaixo de 0,4 m/s, conforme
pode ser visualizado na Figura 65 (b). O tempo de enchimento total foi de 2,64 s.
(d) Sistema de enchimento com filtro 50x50x22 mm – canal primário de seção
contínua no molde inferior com poço na extremidade – três canais de ataque
reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 66 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se certa quantidade de material estacionada no funil.
O material que está na extremidade do canal de distribuição, após o último canal de
ataque, permanece estacionado. Como a quantidade de material que entra pelo
último canal de ataque é maior do que nos outros dois, o material tenderia a girar
formando redemoinho dentro da cavidade, porém não é bem isso que acontece,
como a velocidade é baixa, o material bate na parede e começa a retornar
preenchendo suavemente a cavidade do molde. Durante o enchimento da cavidade
do molde o fluxo é em geral uniforme, ocorrendo pouca agitação, somente devido ao
refluxo do massalote.
132
(a)
(b)
Figura 65: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário escalonado no molde inferior e três
ataques retos. (a) início, (b) parcial.
133
(a)
(b)
Figura 66: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário reto no molde inferior e três ataques
retos. (a) início, (b) parcial.
134
Velocidade: observando a Figura 67 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida e atravessou o filtro cerâmico com velocidade reduzida, cerca de 0,4 m/s,
logo após o filtro a velocidade sobe ao fluir pelo canal primário. Quando o fluxo se
chocou com a parede no final no canal primário, um pouco de material retornou pelo
canal primário, após este estar completo, iniciou-se o enchimento através dos canais
de ataque, com velocidade média de 1,3 m/s. Sendo que o último canal de ataque
encheu por primeiro, em seguida o canal de ataque central e por último o primeiro
canal de ataque, aquele que está mais próximo do canal de descida. Os canais de
ataque estão posicionados a 90o em relação ao canal primário.
Constatou-se que os canais de ataque trabalharam cheios, de maneira
homogênea. O fluxo no canal de ataque possuía velocidade de cerca de 1,3 m/s, e
no canal primário foi entre 0,5 e 1,2 m/s. O fluxo atravessou a cavidade do molde
com o aço velocidade de 1,0 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do
molde e no massalote, gerando pouca turbulência. Isto ocorreu devido à baixa
velocidade do material, após o fluxo ter batido na parede oposta aos canais de
ataque, o fluxo retornou em velocidade abaixo de 0,4 m/s, conforme pode ser
visualizado na Figura 67 (b). O preenchimento completo do canal de distribuição
ocorreu quando metade da cavidade do molde estava completa. O tempo de
enchimento total foi de 2,60 s.
(e) Sistema de enchimento com filtro 50x50x22 mm – canal primário escalonado
tipo rampa no molde inferior – três canais de ataque reto no molde superior
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 68 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se certa quantidade de material estacionada no funil.
O material que está na extremidade do canal primário, após os canais de ataque,
permanece estacionado. O material entra na cavidade pelos três ataques
praticamente juntos, bate na parede e começa a retornar preenchendo a cavidade.
Durante o enchimento da cavidade do molde o fluxo é em geral uniforme, sofrendo
pouca agitação, somente devido ao refluxo do massalote.
135
(a)
(b)
Figura 67: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário reto no molde inferior, extensão
com poço e três ataques retos. (a) início, (b) parcial.
136
(a)
(b)
Figura 68: Sistema com filtro 50x50x22 mm, primário no molde inferior escalonado do tipo
rampa e três ataques retos.. (a) início, (b) parcial.
137
Velocidade: observando a Figura 69 (a), inicialmente o fluxo que entrou pelo
canal de descida teve sua velocidade reduzida a 0,6 m/s ao passar pelo filtro
cerâmico, logo seguir a velocidade aumentou ao fluir pelo canal primário, enchendo-
o sem turbulência excessiva. Quando o material se chocou com a cunha no final no
canal primário, o material iniciou o enchimento do canal de ataque com velocidade
média de 1,0 m/s, sendo que neste sistema o enchimento dos três ataques ocorreu
praticamente simultâneo, somente o último canal de ataque que iniciou antes o
preenchimento. Os canais de ataque estão posicionados a 90º em relação ao canal
primário.
Constatou-se que tanto o canal primário quanto os canais de ataque
trabalharam cheios durante todo o processo de enchimento da cavidade. O fluxo no
canal de ataque possuía velocidade maior que o fluxo no canal primário, 1,0 m/s e
0,8 e 1,0 m/s respectivamente. O fluxo de material atravessou a cavidade do molde
com velocidade de 0,8 m/s, o qual bateu na parede oposta da cavidade do molde e
no massalote, gerando pouca turbulência. Isto ocorreu devido à baixa velocidade do
material. Após bater na parede oposta aos canais, o fluxo retornou a uma velocidade
abaixo de 0,4 m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 69 (b). O tempo de
enchimento total foi de 2,54 s.
4.1.6 Sistema de enchimento vertical
(a) Sistema de enchimento vertical – canal primário retangular de seção contínua
com poço na extremidade – um canal de ataque fino e largo
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 70 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se elevada velocidade do fluxo devido a grande altura
de queda livre proporcionada por este tipo de projeto. As linhas de fluxo mostram a
formação de um sistema em formato de redemoinho durante o enchimento da
cavidade do molde, está turbulência ocorreu devido à energia cinética que o fluxo
ganhou devido a maior altura de queda proporcionada neste tipo de projeto. Mesmo
com o aumento da seção transversal do canal de ataque, não se conseguiu neste
caso bom êxito na redução da turbulência dentro da cavidade do molde.
138
(a)
(b)
Figura 69: Sistema com filtro 50x50x22 mm, canal primário escalonado em rampa no molde
inferior, três ataques retos. (a) início, (b) parcial.
139
(a)
(b)
Figura 70: Sistema de enchimento vertical tipo faca com extremidade em “poço”. (a) início, (b)
parcial.
140
Velocidade: observando a Figura 71 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida e realizou a curva para o canal de distribuição, neste local a velocidade
obtida foi de aproximadamente 3,0 m/s. O material seguiu então pelo canal de
distribuição até chegar a sua extremidade, na qual possui um desvio para baixo
(poço). Este desvio foi feito para evitar que o material viesse a se chocar com a
parede e retorna-se no contra fluxo. O que ocorreu foi que parte do fluxo seguiu para
o “poço” e parte retornou no contra fluxo após o enchimento do “poço”. Quando o
canal primário estava totalmente preenchido, o fluxo deslocou-se com muita
violência pelo canal ataque e para cima. Nos instantes iniciais do enchimento da
cavidade do molde o canal de ataque não foi preenchido totalmente, isto ocorreu
devido a força cinética direcional do fluxo. O canal de ataque está posicionado a 90o
para cima em relação ao canal primário.
O fluxo inicial no interior da cavidade do molde foi muito violento, chegou a
formar um chafariz. O fluxo no canal de ataque possuía velocidade menor que o
fluxo no canal primário, cerca de 2,0 m/s no máximo, isto ocorreu devido ao aumento
de seção deste canal que feita no projeto. No canal primário a velocidade variou
entre 2,0 a 3,0 m/s. O fluxo de material atravessou a cavidade do molde com
velocidade de cerca de 0,8 m/s, o qual subiu até a parede oposta da cavidade do
molde, em seguida caiu, gerando muita turbulência, conforme pode ser visualizado
na Figura 71 (b). O tempo de enchimento total foi de 3,28 s.
(b) Sistema de enchimento vertical – canal de descida retangular – canal primário
com expansão de área – um canal de ataque com raio, fino e largo
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 72 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se um aumento da velocidade devido a queda livre.
Logo após a curva o material manteve-se descolado da parede superior do canal
primário. Após chegar ao final do canal primário, o material que já deveria ter
reduzido a velocidade, em função do aumento de área, sofreu um impulso quando
passou pelo canal de ataque chocando-se com a parte superior do molde, devido à
ação da gravidade e a coluna de líquido que continua entrando pelo canal de
descida. Isto provocou altíssima agitação do material.
141
(a)
(b)
Figura 71: Sistema vertical tipo faca, ataque expandido e poço na extremidade do canal
primário. (a) início, (b) parcial.
142
(a)
(b)
Figura 72: Sistema de enchimento vertical, canais tipo faca com alargamento do canal primário
e extremidade reta. (a) início, (b) parcial.
143
Velocidade: observando a Figura 73 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida mantendo-se colado a parede do canal e realiza a curva de 90º em
direção ao o canal primário. Neste momento o fluxo atingiu a velocidade de
aproximadamente 1,3 m/s e segue pelo canal primário, o qual possui maior área.
Quando o canal primário foi preenchido o material deslocou-se violentamente pelo
canal de ataque, como um tiro, atingindo o topo do molde. Somente metade da área
total do ataque foi efetivamente aproveitado para o enchimento na fase inicial do
enchimento da cavidade do molde.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade de 1,0 m/s e no canal primário
foi entre 1,0 e 1,3 m/s. O fluxo de material atravessou a cavidade do molde com
velocidade de 0,7 m/s, o qual bateu no topo da cavidade do molde e gerou
turbulência no início do enchimento, conforme pode ser visualizado na Figura 73 (b).
O tempo de enchimento total foi de 3,36 s.
(c) Sistema de enchimento vertical – canal primário retangular de seção contínua
com prolongamento vertical na extremidade – um canal de ataque com raio,
fino e largo
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 74 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se um aumento da velocidade devido a queda livre. A
curvatura para mudar a direção do material de forma mais suave, ajudou, porém ele
manteve-se inicialmente descolado da parede superior logo após a curva. O
prolongamento no final do canal primário foi projetado com o intuito de amenizar o
impacto gerado pela coluna de líquido, para que a entrada do material dentro da
cavidade ocorresse de forma suave. Esta aplicação obteve sucesso parcial,
diminuindo consideravelmente a turbulência quando comparado com os sistemas
anteriores, mas não eliminando completamente a agitação dentro da cavidade.
144
(a)
(b)
Figura 73: Sistema vertical tipo faca, canal primário com largura aumentada e ataque
expandido arredondado. (a) início, (b) parcial.
145
(a)
(b)
Figura 74: Sistema de enchimento vertical com canal de descida e distribuição tipo faca e
extremidade para cima. (a) início, (b) parcial.
146
Velocidade: observando a Figura 75 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida manteve-se colado a parede do canal fez a curva de 90º para o canal
primário. Neste momento o material atingiu a velocidade de aproximadamente 2,5
m/s e seguiu pelo canal primário, o qual que possui na sua extremidade uma
extensão em subida. Ao entrar no canal de ataque o material utilizou
aproximadamente 1/3 da área deste canal somente, e ao contrário dos outros
sistemas verticais testados, não ocorreu o impacto de fluxo na parte superior do
molde, ou seja, a entrada do fluxo ocorreu de maneira um pouco mais suave.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade de 1,5 m/s e no canal primário
foi entre 1,0 e 1,6 m/s. O fluxo de material atravessou a cavidade do molde com
velocidade de 0,4 m/s, conforme pode ser visualizado na Figura 75 (b). O tempo de
enchimento total foi de 4,10 s.
(d) Sistema de enchimento vertical – canal de descida cilíndrico – canal primário
com expansão de área – um canal de ataque com raio, fino e largo
Direção e idade do fluxo: conforme mostra a Figura 76 (a) e (b), durante o
início do vazamento constatou-se um aumento da velocidade devido a queda livre.
Logo após a curva o material manteve-se descolado da parede superior do canal
primário. Após chegar ao final do canal primário, o material que já deveria ter
reduzido a velocidade, em função do aumento de área, sofreu um impulso quando
passou pelo canal de ataque chocando-se com a parte superior do molde, devido a
pressão gerada pela coluna de líquido que continua entrando pelo canal de descida.
Isto provocou altíssima agitação do material.
147
(a)
(b)
Figura 75: Sistema vertical tipo faca, ataque expandido e arredondado e extensão para cima.
(a) início, (b) parcial.
148
(a)
(b)
Figura 76: Sistema de enchimento vertical, canal de descida redondo e primário tipo faca com
alargamento e extremidade reta. (a) início, (b) parcial.
149
Velocidade: observando a Figura 77 (a), inicialmente o fluxo entrou pelo canal
de descida mantendo-se colado a parede do canal e realizou a curva de 90º para o
canal primário. Neste momento o material atingiu a velocidade de aproximadamente
1,8 m/s e seguiu pelo canal primário, o qual possui maior área. Quando o canal
primário foi preenchido o material deslocou-se violentamente pelo canal de ataque,
como um tiro, atingindo o topo do molde. Pouco mais da metade da área total do
ataque foi efetivamente aproveitado para o enchimento da cavidade nos instantes
iniciais.
O fluxo no canal de ataque possuía velocidade de 0,6 m/s e no canal primário
foi entre 0,5 e 1,0 m/s. O fluxo de material atravessou a cavidade do molde com
velocidade de 0,4 m/s, o qual bateu no topo da cavidade do molde e gerou
turbulência no início do enchimento, conforme pode ser visualizado na Figura 77 (b).
O tempo de enchimento total foi de 5,76 s.
Para facilitar a análise dos sistemas estudados, foi plotado um gráfico com os
resultados obtidos na simulação, assim é possível ter uma visão geral e comparar os
diversos sistemas. A análise de cada sistema é apresentada na Tabela 12, citando a
característica de cada um, bem como se ele atende ou não os requisitos
estabelecidos, como turbulência, velocidade, canal parcialmente cheio, entre outras.
No gráfico da Figura 78 é possível visualizar o tempo e a velocidade de simulação,
assim como, os melhores resultados são apontados com uma seta verde. Alguns
pontos importantes são que o menor tempo de enchimento foi do sistema 1:4:4 com
canal primário no molde inferior e três canais de ataque com 1,28 s. A menor
velocidade foi alcançada com o sistema vertical com canal de descida redondo e
expansão da área no canal primário com 0,64 m/s. O maior tempo de enchimento foi
do sistema vertical com descida retangular e expansão no canal primário com 5,76
s. A maior velocidade no canal de ataque foi de 2,07 no sistema vertical com
espessura de 10 mm e expansão no canal de ataque para reduzir a velocidade. O
sistema vertical com canal de descida redondo e expansão da área no canal
primário foi o sistema que mais próximo chegou da velocidade crítica (0,5 m/s)
estudada por Campbell (2003).
150
(a)
(b)
Figura 77: Sistema vertical, canal de descida redondo, primário tipo faca e expandido e ataque
expandido arredondado. (a) início, (b) parcial.
151
Em resumo a análise dos resultados obtidos na simulação,é explanada na
Tabela 12, onde demonstra os sistemas que tiveram um mau desempenho
classificando como “não ok” sistemas com desempenho razoável sendo classificado
como “ok*” e sistemas que tiveram um bom desempenho nas simulações sendo
classificado como “ok”.
152
Tabela 12: Análise dos resultados em Ok e Não Ok.
Relação de
áreas Descrição Avaliação Situação
1:4:4 Canal primário no molde inferior, três canais de ataque Ataque trabalhou cheio, porem no canal primário houve refluxo Não ok
1:4:4 Canal primário no molde superior, três canais de ataque Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:4:4 Canal primário tipo rampa no molde inferior com três canais ataque Ataque trabalhou cheio, mas não encheu simultaneamente e o canal primário não houve
refluxo, OK
1:0,8:0,6 Um ataque fino e largo Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:0,8:0,6 Três ataques equidistantes Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:0,8:0,6 Três ataques equidistantes com cantos arredondados Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:2:1 Um ataque fino e largo Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:2:1 Três ataques equidistantes Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:2:1 Três ataques equidistantes com cantos arredondados Ataque trabalhou parcialmente cheio Não ok
1:1:1 tipo faca Um ataque fino e largo Ataque trabalhou parcialmente cheio e com alta velocidade; Não ok
1:1:1 tipo faca Três ataques equidistantes Ataque trabalhou parcialmente cheio, manteve a alta velocidade, porem reduziu a turbulência
na cavidade ao distribuir melhor o metal; Não ok
1:1:1 tipo faca Três ataques equidistantes com cantos arredondados Ataque trabalhou cheio, reduziu a velocidade e distribuiu melhor o metal; OK
1:1:1 tipo faca Canal primário escalonado constante e três ataques equidistantes
com cantos arredondados Ataque trabalhou parcialmente cheio, mas a velocidade aumentou e a turbulência também Não ok
1:1:1 tipo faca Canal primário com escalonamento interno e três canais de ataque Ataque trabalhou cheio e reduziu a velocidade. OK
Filtro 50x50x20 Canal primário constante molde superior Ataque trabalhou parcialmente cheio e o preenchimento da cavidade foi turbulento Não ok
Filtro 50x50x20 Canal primário escalonado constante molde superior Ataque trabalhou parcialmente cheio, porem o preenchimento da cavidade foi suave Não ok
Filtro 50x50x20 Canal primário escalonado molde inferior Ataque trabalhou cheio, preenchimento foi suave OK
Filtro 50x50x20 Canal primário escalonado constante molde inferior Ataque trabalhou cheio, preenchimento foi suave OK*
Filtro 50x50x20 Canal primário constante molde inferior com poço Ataque trabalhou cheio, preenchimento foi suave, porem no canal primário houve um pequeno
refluxo Não ok
Vertical Canal primário com poço na extremidade Ataque trabalhou parcialmente cheio, houve muita turbulência ao preencher a cavidade Não ok
Vertical Canal primário com prolongamento vertical na extremidade Ataque trabalhou parcialmente cheio, porem a velocidade ficou bem abaixo da registrada nos
outros sistemas. OK*
Vertical Canal de descida redondo e expansão no canal primário Ataque trabalhou parcialmente cheio, porem o preenchimento da cavidade foi menos
turbulento do que nos outros sistemas verticais Não ok
Vertical Canal de descida retangular com expansão no canal primário Ataque trabalhou parcialmente cheio, houve muita turbulência ao preencher a cavidade Não ok
OK*: é melhor resultado encontrado para o tipo de relação de área, porem não é o ideal ainda.
153
Figura 78: Comparativo entre “tempo de enchimento” e “velocidade no canal de ataque” na simulação
0
1
2
3
4
5
6
71
:1:1
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1:1
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1:0
,8:0
,6 -
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Tem
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Ve
loci
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m/s
)
Comparativo entre "tempo de enchimento teórico" x "velocidade ataque"
Tempo de enchimento teórico
Velocidade no canal de ataque
154
5 CONCLUSÃO
Os resultados que a simulação forneceu neste trabalho foram à velocidade,
tempo de enchimento e turbulência. Estes fatores influenciam diretamente na
qualidade do material fundido quanto aos quesitos: oxidação, aspiração de ar,
geração de escória e bolhas. Portanto subentende-se que controlando a velocidade,
o tempo de enchimento, a turbulência e tendo um preenchimento no qual o material
não descole da parede dos canais, são formas de se evitar esses tipos de defeitos.
Com os testes realizados, observou-se alguns pontos de maior importância,
como, a geometria dos canais influência diretamente na turbulência durante o
enchimento; é possível encher rápido com baixa velocidade; alta velocidade, nem
sempre é sinônimo de turbulência; é extremamente difícil criar uma geometria que
possibilite o preenchimento do molde com velocidade abaixo de 0,5 m/s.
A velocidade de enchimento obtida em todos os sistemas de enchimento
testados por simulação numérica foi entre 0,64 e 2,07 m/s, ou seja, todos ficaram
acima da velocidade crítica. Porém os aços possuem algumas particularidades
quando comparado ao ferro fundido e ao alumínio, por exemplo, o gradiente de
temperatura é mais elevado, e isso exige que o molde seja preenchido rapidamente,
caso contrário há a possibilidade de ocorrer solda fria. Sendo assim, pode-se supor
que a recomendação de Campbell (1991), quanto à velocidade crítica para
enchimento da cavidade do molde, 50 cm/s, indicada para ligas de alumínio, não se
aplique aos aços. Entretanto não foram encontrados na literatura dados a respeito
da velocidade crítica de enchimento para aços.
Constatou-se com a simulação que a turbulência foi reduzida em sistemas
com três canais de ataque com raio, quando comparado ao canal de ataque sem
raio.
O canal primário no molde inferior apresentou melhores resultados na
simulação, pois é um canal que trabalha sempre cheio. Porém para ligas de aço, é
necessário testar este sistema na prática, pois é comum escória líquida flutuando no
material líquido e esse tipo de canal poderia favorecer a entrada de escória para
dentro da cavidade.
O uso de filtro obteve ótimos resultado quando utilizado com canal primário no
molde inferior.
O sistema a de enchimento 1:1:1 tipo faca, realmente mantém o metal colado
na parede dos canais conforme referenciado por Campbell (2003) e Fuoco (1987).
155
O sistema de enchimento com relação de áreas 1:1:1 vertical no qual foi
dimensionado o canal de ataque com maior área, com o objetivo de reduzir a
velocidade do material, ocorreu o contrário, o fluxo ocupou menor área no ataque,
menos de 30% da área existente e preencheu o molde com alta velocidade (2,0 m/s)
e turbulência.
Sistemas com o canal primário no molde inferior com escalonamento
contínuo, tais como o sistema 1:4:4 primário com escalonamento constante no
molde inferior e três canais de ataque e o sistema com filtro 50x50x22 mm, canal
primário com escalonamento contínuo no molde inferior e três canais de ataque, não
apresentaram refluxo do material quando o fluxo se chocou com o final do canal
primário, isso foi positivo, pois neste caso não se favorece a incorporação de óxidos
no material líquido (Campbell, 2004).
Os sistemas de enchimento que utilizaram filtro, com canais primários com
escalonamento contínuo, apresentaram preenchimento mais constante, não houve
refluxo de material no canal primário, os canais de ataques foram preenchidos
praticamente juntos e com velocidade constante.
Em todos os sistemas de enchimento com três canais de ataque, em que o
canal primário estava no molde superior, o canal de ataque mais distante do canal
de descida trabalhou cheio, o canal de ataque do meio trabalhou aproximadamente
20% em vazio e o canal de ataque mais próximo do canal de descida, trabalhou com
aproximadamente 30% em vazio durante o enchimento. Isso comprova que não é
necessário ter mesma área para os canais de ataque, pois quanto mais próximo do
canal de descida, menor tende a ser a vazão de enchimento. Isso não acontece
quando o canal primário esta no molde inferior e os canais de ataque estão no
molde superior.
Os canais de ataque com raio de arredondamento ajudaram na mudança de
direção do material, mas após passar pelo canal de ataque o fluxo segue para a
cavidade sem preencher ou se espalhar no raio entre o canal de ataque e a peça,
sendo este preenchido somente quando a cavidade já está quase que
completamente cheia. Com base neste comportamento e também no trabalho
desenvolvido por HSU, MARK e CAMPBELL (2009), foi sugerido o sistema 1:1:1
com escalonamento interno (entre o canal primário e a peça) sendo que onde o
material necessitava mudar de direção, foi colocado um raio para facilitar o fluxo,
notou-se que o material não descolou da parede ao fazer a curva em nenhum dos
156
ataques, porém a velocidade de enchimento ainda foi alta, em torno de 1,5 a 1,8
m/s.(HSU, MARK e CAMPBELL, 2009)
A turbulência está diretamente ligada à velocidade de enchimento e ao
formato do sistema de enchimento. Quanto mais turbulência, maior a oxidação e
menor será a qualidade do material vazado. Sendo assim, pode-se concluir, com
base em cada simulação em particular, que dos sistemas testados, o que obteve
menor turbulência, foi o sistema vertical com prolongamento do canal primário.
Neste caso, o prolongamento anulou boa parte da energia potencial adquirida na
queda do material. Sendo que, dos sistemas verticais este foi o único que não
apresentou o jato de fluxo de material direcionado para cima, como se fosse um
chafariz.
Os melhores resultados foram dos sistemas: 1:1:1 com três canais de ataque
com raio; 1:1:1 com escalonamento interno; 1:4:4 com escalonamento contínuo no
canal primário no molde inferior; filtro 50x50x22 mm canal primário no molde inferior;
filtro 50x50x22 mm canal primário escalonado constante no molde inferior e vertical
com descida retangular e prolongamento do canal primário.
157
6 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS
Apresentam-se como sugestões para trabalhos futuros:
1) Desenvolver uma pesquisa que determine a velocidade crítica para o aço;
2) Aplicar na prática as simulações realizadas neste trabalho;
3) Testar os melhores resultados em peças práticas de alta complexidade;
4) colocar em prática os melhores resultados encontrados.
158
7 REFERÊNCIAS
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159
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160
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WLODAWER, R. Directional solidification of steel castings. First English
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161
8 ANEXOS
162
ANEXO 1
Cálculo de dimensionamento dos canais:
SISTEMA 1:4:4
SISTEMA 1:4:4. Dados: d= 7,2g/cm³ (densidade do aço líquido) t = 5 seg (tempo de vazamento) g = 980cm/s² α =0,6 H = 12 cm P = 12000g
Seção de choque – “base do canal de descida”
𝐴 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,6 2 ∙ 980 ∙ 12
𝑨 = 𝟑, 𝟔𝟐𝟐𝟓 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟑𝟔𝟐, 𝟐𝟓 𝒎𝒎²
Formato da seção de choque: b=a A = axb A=axa
𝑎 = 𝐴
𝑎 = 362,25
𝒂 = 𝟏𝟗, 𝟎𝒎𝒎
Base do funil – SF
𝑆𝐹 = 𝑆𝐴 𝐻
ℎ 𝑆𝐹 = 362,25
120
70
𝑺𝑭 = 𝟒𝟕𝟒, 𝟐𝟗 𝒄𝒎²
Formato do canal: SF = a.b (a = b)
𝑎 = 𝑆𝐹
𝑎 = 474,29
𝒂 = 𝟐𝟏, 𝟕 𝒎𝒎
Canal Primário (P1) 1 362,25 4 P1
𝑃1 = 4 ∙ 362,25
1
𝑷𝟏 = 𝟏𝟒𝟒𝟗𝒎𝒎²
Formato do canal (P1)
P1 = a x b b = 2a P1 = a.2a P1 = 2a²
𝑃1
2= 𝑎2
𝑎 = 𝑃1
2
𝑎 = 1449
2
𝒂 = 𝟐𝟔, 𝟗𝟏 𝑏 = 2 ∙ 26,91 → 𝒃 = 𝟓𝟑, 𝟖𝟑
Canal de Ataque (A1) 1 362,25 mm² 4 ataques (mm²)
𝐴𝑡𝑎𝑞𝑢𝑒 =4 ∙ 362,25
1
𝐴𝑡𝑎𝑞𝑢𝑒 = 1449,00 𝑚𝑚² Divido por 3 ataques = 1449/3 = 483 mm² A1 = A2 = A3 = 483 mm³ (área do ataque)
Formato do Canal de Ataque A1=A2=A3 𝐴1 = 𝑎 ∙ 𝑏
𝑏 = 3𝑎 𝐴1 = 𝑎 ∙ 3𝑎
𝐴1 = 3𝑎2
𝐴1
3= 𝑎2
𝑎 = 483
3
𝒂 = 𝟏𝟐,𝟔𝟖𝒎𝒎 𝒃 = 𝟑𝟖, 𝟎𝟎 𝒎𝒎
Canal Primário P2 P2 = P1-A1 P2 = 1449 – 483 P2 = 966 mm²
Formato Canal Primário P2
P2 = 26,91 ∙ b
𝑏 =966
26,91
𝒃 = 𝟑𝟓, 𝟖𝟗 𝒎𝒎
Canal Primário P3 P3 = P2-A2 P2 = 966 – 483 P2 = 483 mm²
Formato Canal Primário P3 P3 = 26,91 ∙ b
𝑏 =483
26,91
𝒃 = 𝟏𝟕, 𝟗 𝒎𝒎
163
3) SISTEMA 1 : 0,8 : 0,6. 3.1) Dados: d= 7,2g/cm³ (densidade do aço líquido) t = 5 seg (tempo de vazamento) g = 980cm/s² α =0,38 H = 12 cm P = 12000g
3.2) Seção de choque – “canal de ataque”
𝐴 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,38 2 ∙ 980 ∙ 12
𝑨 = 𝟓, 𝟕𝟏𝟗𝟕 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟓𝟕𝟏, 𝟗𝟕 𝒎𝒎² Cada ataque = 571,97 / 3ataques = 190,66mm²
3.3) Formato da seção de choque: A=axb b=3a A=3a²
𝑎 = 𝐴
3 𝑎 =
190,65
3
𝒂 = 𝟕, 𝟗𝟕𝒎𝒎
𝒃 = 𝟐𝟑, 𝟗𝟐𝒎𝒎
4 – Canal Primário (P1) 0,6 571,97 0,8 P1
𝑃1 = 0,8 ∙ 571,97
0,6
𝑷𝟏 = 𝟕𝟔𝟐, 𝟔𝟑𝒎𝒎²
4.1 Formato do canal (P1) P1 = a x b b = 2a P1 = a.2a P1 = 2a²
𝑃1
2= 𝑎2
𝑎 = 𝑃1
2 𝑎 =
762,63
2
𝒂 = 𝟏𝟗, 𝟓𝟑 𝒎𝒎 𝑏 = 2 ∙ 19,53 → 𝒃 = 𝟑𝟗, 𝟎𝟓
5 – Canal Primário (P2) P2 = P1-A1 P2 = 762,63 – 190,66 P2 = 571,97 mm²
5.1 – Formato Canal Primário P2
P2 = 19,53 ∙ b
𝑏 =571,97
19,53
𝒃 = 𝟐𝟗, 𝟐𝟗 𝒎𝒎
6 – Canal Primário (P3) P3 = P2-A2 P2 = 571,97 – 190,66 P2 = 381,31 mm²
6.1 – Formato Canal Primário P3 P3 = 19,53 ∙ b
𝑏 =381,31
19,53
𝒃 = 𝟏𝟗, 𝟓𝟐 𝒎𝒎
7 – Base do canal de descida – SA 0,6 571,97 1 SA
𝑆𝐴 =1∙571,97
0,6 𝑺𝑨 = 𝟗𝟓𝟑, 𝟐𝟖 𝒎𝒎²
7.1 Formato do canal de descida: SA = a.b (a = b) SA=a²
𝑎 = 𝑆𝐴
𝑎 = 953,28
𝒂 = 𝟑𝟎,𝟖𝟖 𝒎𝒎
8 – Base do funil – SF
𝑆𝐹 = 𝑆𝐴 𝐻
ℎ 𝑆𝐹 = 953,28
12
7
𝑺𝑭 = 𝟏𝟐𝟒𝟖, 𝟏𝟒 𝒎𝒎²
8.1 Formato do canal de descida: SF = a.b (a = b) SF=a²
𝑎 = 𝑆𝐹
𝑎 = 1248,14
𝒂 = 𝟑𝟓, 𝟑𝟑 𝒎𝒎
164
3) SISTEMA 1 : 2 : 1. 3.1) Dados: d= 7,2g/cm³ (densidade do aço líquido) t = 5 seg (tempo de vazamento) g = 980cm/s² α =0,6 H = 12 cm P = 12000g
3.2) Seção de choque – “base do canal de descida”
𝐴 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,6 2 ∙ 980 ∙ 12
𝑨 = 𝟑, 𝟔𝟐𝟐𝟓 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟑𝟔𝟐, 𝟐𝟓 𝒎𝒎²
3.3) Formato da seção de choque: b=a A = axb A=axa
𝑎 = 𝐴
𝑎 = 362,25
𝒂 = 𝟏𝟗, 𝟎𝒎𝒎
4 – Base do funil – SF
𝑆𝐹 = 𝑆𝐴 𝐻
ℎ 𝑆𝐹 = 362,25
120
70
𝑺𝑭 = 𝟒𝟕𝟒, 𝟐𝟗 𝒄𝒎²
4.1 Formato do canal: SF = a.b (a = b)
𝑎 = 𝑆𝐹
𝑎 = 474,29
𝒂 = 𝟐𝟏, 𝟕𝟖 𝒎𝒎
5 – Canal Primário (P1) 1 362,25 2 P1
𝑃1 = 2 ∙ 362,25
1
𝑷𝟏 = 𝟕𝟐𝟒, 𝟓𝟎𝒎𝒎²
5.1 Formato do canal (P1)
P1 = a x b b = 2a P1 = a.2a P1 = 2a²
𝑃1
2= 𝑎2
𝑎 = 𝑃1
2
𝑎 = 724,50
2
𝒂 = 𝟏𝟗, 𝟎𝟑 𝑏 = 2 ∙ 19,03 → 𝒃 = 𝟑𝟖, 𝟎𝟔
6 – Canal de Ataque (A1) 1 362,25 mm² 1 ataques (mm²)
𝐴𝑡𝑎𝑞𝑢𝑒𝑠 = 362,25 𝑝𝑎𝑟𝑎 3 𝑐𝑎𝑛𝑎𝑖𝑠 Divido por 3 ataques = 362,25/3 = 120,75 mm² A1 = A2 = A3 = 120,75 mm³ (área do ataque)
6.1 – Formato do Canal de Ataque A1=A2=A3
𝐴1 = 𝑎 ∙ 𝑏 𝑏 = 3𝑎
𝐴1 = 𝑎 ∙ 3𝑎
𝐴1 = 3𝑎2
𝐴1
3= 𝑎2
𝑎 = 120,75
3
𝒂 = 𝟔, 𝟑𝟒𝒎𝒎
𝒃 = 𝟏𝟗, 𝟎𝟑 𝒎𝒎
7 – Canal Primário P2 P2 = P1-A1 P2 = 724,50 – 120,75 P2 = 603,67 mm²
7.1 – Formato Canal Primário P2 P2 = 19,03 ∙ a
𝑎 =603,67
19,03
𝒂 = 𝟑𝟏,𝟕𝟐 𝒎𝒎
8 – Canal Primário P3 P3 = P2-A2 P2 = 603,67 – 120,75 P2 = 482,92 mm²
8.1 – Formato Canal Primário P3
P3 = 19,03 ∙ a
𝑎 =482,92
19,03
𝒂 = 𝟐𝟓,𝟑𝟕 𝒎𝒎
165
3) SISTEMA 1 : 1 : 1 (esp=10mm). 3.1) Dados: d= 7,2g/cm³ (densidade do aço líquido) t = 5 seg (tempo de vazamento) g = 980cm/s² α =0,6 H = 12 cm P = 12000g
3.2) Seção de choque – “base do canal de descida”
𝐴 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,6 2 ∙ 980 ∙ 12
𝑨 = 𝟑, 𝟔𝟐𝟐𝟓 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟑𝟔𝟐, 𝟐𝟓 𝒎𝒎²
3.3) Formato da seção de choque: a=10 A = axb A=6xb
𝑏 =362,25
10
𝒃 = 𝟑𝟔, 𝟐𝟐𝒎𝒎
4 – Base do funil – SF
𝑆𝐹 = 𝑆𝐴 𝐻
ℎ 𝑆𝐹 = 362,25
120
70
𝑺𝑭 = 𝟒𝟕𝟒,𝟐𝟗 𝒎𝒎²
4.1 Formato do canal: SF = a.b (36,22 = b)
𝑎 = 𝑆𝐹
𝑏
𝑎 = 474,29
36,22
𝒂 = 𝟏𝟑,𝟎𝟗 𝒎𝒎 (alterar para 20mm)
5 – Canal Primário (P1) 1 362,25 1 P1
𝑷𝟏 = 𝟑𝟔𝟐, 𝟐𝟓𝒎𝒎²
5.1 Formato do canal (P1) a = 10
P1 = a x b 362,25 = 10 . b
𝑏 =362,25
10→ 𝒃 = 𝟑𝟔, 𝟐𝟐𝒎𝒎
6 – Canal de Ataque (A1) 1 362,25 mm² 1 ataques (mm²)
𝐴𝑡𝑎𝑞𝑢𝑒𝑠 = 362,25 𝑝𝑎𝑟𝑎 3 𝑐𝑎𝑛𝑎𝑖𝑠 Divido por 3 ataques = 362,25/3 = 120,75 mm² A1 = A2 = A3 = 120,75 mm³ (área do ataque)
6.1 – Formato do Canal de Ataque A1=A2=A3
𝑎 = 10
𝐴1 = 𝑎 ∙ 𝑏 120,75 = 10 ∙ 𝑏
𝑏 =120,75
10 𝒃 = 𝟏𝟐, 𝟎𝟖 𝒎𝒎
7 – Canal Primário P2 P2 = P1-A1 P2 = 362,25 – 120,75 P2 = 241,50 mm²
7.1 – Formato Canal Primário P2 a = 10
P2 = a x b 241,50 = 10 . b
𝑏 =241,50
10→ 𝒃 = 𝟐𝟒, 𝟏𝟓𝒎𝒎
8 – Canal Primário P3 P3 = P2-A2 P2 = 241,50 – 120,75 P2 = 120,75 mm²
8.1 – Formato Canal Primário P3 a = 10
P3 = a x b 120,75 = 10 . b
𝑏 =120,75
10→ 𝒃 = 𝟏𝟐, 𝟎𝟖𝒎𝒎
166
3) SISTEMA COM FILTRO 50X50X22 canal primário escalonado no molde inferior. 3.1) Dados: d= 7,2g/cm³ (densidade do aço líquido) t = 5 seg (tempo de vazamento) g = 980cm/s² α =0,38 H = 12 cm P = 12000g
3.2) Seção de choque – “base do canal de descida”
𝐴 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,38 2 ∙ 980 ∙ 12
𝑨 = 𝟓, 𝟕𝟏𝟗𝟕𝟒 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟓𝟕𝟏,𝟗𝟕 𝒎𝒎²
3.3) Formato da seção de choque: a=b A = axb A=axa
𝑎 = 𝐴
𝑎 = 571,97
𝒂 = 𝟐𝟑, 𝟗𝟐𝒎𝒎 𝒃 = 𝟐𝟑, 𝟗𝟐𝒎𝒎
4 – Entrada do Filtro - EF 1 571,97 3 EF
𝐸𝐹 = 3 ∙ 571,97
1 → 𝑬𝑭 = 𝟏𝟕𝟏𝟓,𝟗𝟏 𝒎𝒎²
4.1 Formato da entrada do filtro: EF = a.b (a = b)
𝑎 = 𝐸𝐹
𝑎 = 1715,91
𝒂 = 𝟒𝟏, 𝟒𝟐 𝒎𝒎
5 – Saída do Filtro - SF 1 571,97 1,75 SF
𝑆𝐹 = 1,75 ∙571,97
1 𝑺𝑭 = 𝟏𝟎𝟎𝟎,𝟗𝟒𝒎𝒎²
5.1 Formato da saída do filtro: SF = a x b (a = b)
𝑎 = 1000,94 → 𝒃 = 𝟑𝟏,𝟔𝒎𝒎
6 – Canal Primário - P1 1 571,97 mm² 1,1 P1
𝑃1 = 1,1 ∙ 571,97
1
𝑷𝟏 = 𝟔𝟐𝟗, 𝟐𝟎 𝒎𝒎²
6.1 – Formato do Canal primário: 𝑏 = 2,6𝑎
𝑃1 = 𝑎 ∙ 𝑏 𝑃1 = 𝑎 ∙ 2,6𝑎
𝑎 = 629,20
2,6
𝒂 = 𝟏𝟓, 𝟓 𝒎𝒎 𝒃 = 𝟒𝟎, 𝟑𝟎 𝒎𝒎
7 – Canal de Ataque (A) 1 571,93 mm² 1,2 Ataques (mm²)
𝐴𝑡𝑎𝑞𝑢𝑒𝑠 = 686,30 𝑝𝑎𝑟𝑎 3 𝑐𝑎𝑛𝑎𝑖𝑠 Divido por 3 ataques = 686,30/3 = 228,80 mm² A1 = A2 = A3 = 228,80 mm³ (área do ataque)
7.1 – Formato do Canal de Ataque A1=A2=A3
𝑏 = 3𝑎
𝐴1 = 𝑎 ∙ 𝑏 228,80 = 𝑎 ∙ 3𝑎
228,80 = 3𝑎2
𝑎 =228,80
3
𝒂 = 𝟖, 𝟕𝟎 𝒎𝒎 𝒃 = 𝟐𝟔, 𝟏𝟎 𝒎𝒎
8 – Canal Primário P2 P2 = P1-A1 P2 = 629,20 – 228,8 P2 = 400,40 mm²
8.1 – Formato Canal Primário P2 a = 15,5
P2 = a x b 400,40 = 15,5 . b
𝑏 =400,40
15,5→ 𝒃 = 𝟐𝟓,𝟖𝟎 𝒎𝒎
9 – Canal Primário P3 P3 = P2-A2 P2 = 400,40 – 228,80 P2 = 171,60 mm²
9.1 – Formato Canal Primário P3 a = 15,5
P3 = a x b 171,60 = 15,5 . b
𝑏 =171,60
15,5→ 𝒃 = 𝟏𝟏 𝒎𝒎
167
3) SISTEMA VERTICAL FACA 1:1:1 (esp.=10mm). 3.1) Dados: d= 7,2g/cm³ (densidade do aço líquido) t = 5 seg (tempo de vazamento) g = 980cm/s² α =0,5 H = 27 e 30 cm P = 12000g
3.2) Seção A2 – “base do canal de descida”
𝐴2 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴2 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,5 2 ∙ 980 ∙ 27
𝑨𝟐 = 𝟐, 𝟖𝟗𝟖 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟐𝟖𝟗, 𝟖𝟎 𝒎𝒎²
3.3) Formato da seção:SA2 a=10 A2 = axb A2=10xb
𝑏 =𝐴2
10
𝑏 =289,80
10
𝒃 = 𝟐𝟖, 𝟗𝟖 𝒎𝒎
4.2) Seção A3 de choque – “base do canal de descida”
𝐴3 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴3 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,5 2 ∙ 980 ∙ 30
𝑨𝟑 = 𝟐, 𝟕𝟒𝟗 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟐𝟕𝟒, 𝟗𝟎 𝒎𝒎²
4.3) Formato da seção de choque: SA3 a=10 A3 = axb A3=10xb
𝑏 =𝐴3
10
𝑏 =274,90
10
𝒃 = 𝟐𝟕, 𝟒𝟗 𝒎𝒎
5.2) Seção A4 – canal de ataque
𝐴4 = 𝑃
𝑑 𝑡 𝛼 2𝑔𝐻
𝐴4 = 12000
7,2 ∙ 5 ∙ 0,5 2 ∙ 980 ∙ 50
𝑨𝟒 = 𝟏𝟑, 𝟑𝟑𝟑 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟏𝟑𝟑𝟑,𝟑𝟎 𝒎𝒎²
5.3) Formato da seção do canal de ataque: SA4 a=10 A4 = axb A4=10xb
𝑏 =𝐴4
10
𝑏 =1333,30
10
𝒃 = 𝟏𝟑𝟑,𝟑𝟑 𝒎𝒎
6.2) Seção A1 – “base do funil”
𝐴1 = 𝐴2 𝐻
ℎ
𝐴1 = 289,80 270
70
𝑨𝟏 = 𝟓, 𝟔𝟗𝟏𝟎 𝒄𝒎² 𝒐𝒖 𝟓𝟔𝟗,𝟏𝟎 𝒎𝒎²
6.3) Formato da base do funil: SA1 a=28,98 A1 = axb
𝑏 =𝐴1
𝑎
𝑏 =569,10
28,98
𝒃 = 𝟏𝟗, 𝟔𝟎 𝒎𝒎
168
DIMENSIONAMENTO DO MASSALOTE
1 REQUISITO TÉRMICO
1.1 Volume da peça ou seção (cm²) Lado a = 20 cm (comprimento) Lado b = 20 cm (largura) Lado c = 20 cm (espessura)
Volume da peça = 20*20*2 = 800cm³
1.2 Área das superfícies em contato com a areia (cm²)
2*(20*20) + 4*(2*20) = 960 cm²
1.3 Módulo da peça ou seção
𝑀𝑝𝑒ç𝑎 =𝑉
𝑆 𝑀𝑝𝑒ç𝑎 =
800
960
𝑴𝒑𝒆ç𝒂 = 𝟎, 𝟖𝟑𝟑
1.4 Módulo do massalote 𝑀𝑚 = 𝐾. 𝑀𝑝𝑒ç𝑎 𝐾 = 1,2
𝑀𝑚 = 1,2 ∗ 0,833 𝑴𝒎 = 𝟎, 𝟗𝟗𝟗𝟔
1.5 Dimensões do massalote (massalote lateral)
𝐷𝑚 =𝑀𝑚 (2+ 4𝑝 )
𝑝 (cm)
𝐷𝑚 =0,9996∗(2+ 4∗1,5 )
1,5 𝑫𝒎 = 𝟓, 𝟑𝟑 𝒄𝒎
𝐻𝑚 = 𝑝. 𝐷𝑚 𝐻𝑚 = 1,5 ∗ 5,33 𝑯𝒎 = 𝟕, 𝟗𝟗𝟔𝟖 cm
𝑉𝑚 =𝜋 .𝐷𝑚
2
4. 𝐻𝑚 (cm³)
𝑉𝑚 =𝜋 .5,332
4. 7,9968
𝑽𝒎 = 𝟏𝟕𝟖, 𝟑𝟑cm³
Portanto através do requisito térmico, é necessário um massalote com diâmetro de 5,33 cm por uma altura de aproximadamente 8 cm, esse tamanho garantiria que o metal ficasse líquido e só se solidificasse após a solidificação da peça. Porem esse requisito garante somente as condições térmicas, não garantindo se o massalote terá metal suficiente para suprir a necessidade de contração da peça, para obter esta informação, é necessário calcular o requisito volumétrico, conforme segue:
2 REQUISITO VOLUMÉTRICO
Dados: Corpo de prova com medidas 20x20x2 cm (CxLxH) η=0,14 K=1,2 p=1,5 b=0,06
2.1 Volume do massalote (Vm)
𝑉𝑚 =𝑉.𝑏
η-b (sendo “V” o volume total da peça)
𝑉𝑚 =800 ∗ 0,06
0,14- - 0,06
𝑽𝒎 = 𝟔𝟎𝟎cm³
2.2 Dimensionamento do Massalote
Dm = Vm .4
π .p
3 (cm)
𝐷𝑚 = 600 ∗ 4
𝜋 ∗ 1,5
3
𝑫𝒎 = 𝟕, 𝟗𝟖cm
𝐻𝑚 = 𝑝. 𝐷𝑚 (cm) 𝐻𝑚 = 1,5.7,98 𝑯𝒎 = 𝟏𝟏, 𝟗𝟕 cm
169
3 DEFINIR O MASSALOTE A SER USADO
De acordo com os cálculos demonstrados, o massalote que deve ser utilizado é o de maior tamanho acusado nos cálculos, só assim ele conseguirá atender os dois requisitos estudados, o térmico e o volumétrico, ou seja, neste caso como o requisito volumétrico foi maior que o térmico, utiliza-se as dimensões do requisito volumétrico, pois assim ele atende tanto o requisito volumétrico quanto o requisito térmico. Dessa forma fica estipulado as seguintes dimensões para o massalote:
7,98 e a H=11,97 Com estas medidas definidas, pode-se encontrar os tamanhos da bacia e do pescoço do massalote, conforme segue:
4 BACIA E PESCOÇO
Bacia:
𝑅 =𝐷𝑚
2
𝑅 =7,98
2
𝑹 = 𝟑, 𝟗𝟗cm
Pescoço: Módulo do pescoço (Mn)
𝑀𝑛 =𝑀𝑚 − 𝑀
2
𝑀𝑛 =0,999 − 0,833
2
𝑀𝑛 = 0,916
𝑀𝑛 =𝑉(𝑣𝑜𝑙𝑢𝑚𝑒 )
𝑆(á𝑟𝑒𝑎 )
𝑀𝑛 =𝑎 ∗ 𝑎 ∗ 𝑎
4 ∗ (𝑎 ∗ 𝑎)
𝑴𝒏 =𝒂
𝟒
𝒂 = 𝟒 ∗ 𝑴𝒏
𝑎 = 4 ∗ 𝑀𝑛 𝑎 = 4 ∗ 0,916 𝒂 = 𝟑, 𝟔𝟔 cm
𝑀𝑛 =𝐴 ∗ 𝐵 ∗ 𝐶
2 ∗ 𝐴 ∗ 𝐵 + 2 ∗ (𝐴 ∗ 𝐶)
0,916 =3,6 ∗ 2 ∗ 𝐶
2 ∗ 3,6 ∗ 2 + 2 ∗ (3,6 ∗ 𝐶)
0,916 =7,2𝐶
(14,4 + 7,2𝐶)
0,916 ∗ (14,4 + 7,2𝐶) = 7,2𝐶 7,2𝐶 − 6,59𝐶 = 13,19
0,61𝐶 = 13,19
𝐶 =13,19
0,61
𝑪 = 𝟐𝟏, 𝟔𝟎 cm
