( PDF ) Análise da solidificação de ligas de magnésio para aplicação na fabricação de motores

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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL

Escola de Engenharia

Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais

(PPGEM)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

ARLAN PACHECO FIGUEIREDO

Dissertação para a obtenção do título de

Mestre em Engenharia

Porto Alegre (RS)

2008

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MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO E DO DESPORTO

UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO SUL

Escola de Engenharia

Programa de Pós-Graduação em Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais

(PPGEM)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

ARLAN PACHECO FIGUEIREDO

Engenheiro Metalúrgico

Trabalho realizado no Laboratório de Fundição, Departamento de Engenharia

Metalúrgica da Escola de Engenharia da UFRGS, dentro do Programa de Pós-Graduação em

Engenharia de Minas, Metalúrgica e de Materiais (PPGEM), como parte dos requisitos para a

obtenção de título de Mestre em Engenharia.

Área de Concentração: Processos de Fabricação

Porto Alegre (RS)

2008

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III

Esse trabalho foi julgado adequado como dissertação de Mestrado em

Engenharia, área de concentração de Metalurgia da Transformação e aprovada em sua forma

final, pelo Orientador e pela Banca Examinadora do Curso de Pós-Graduação.

Orientador: Prof. Dr. Jaime Alvares Spim Junior

Banca Examinadora:

Prof. Dr. Alexandre da Silva Rocha (PPGEM)

Profª. Dra. Berenice Anina Dedavid (PUCRS)

Dr. Mario Wolfart Junior (Empresa Andreas Stihl Moto Serras)

Prof. Dr. Carlos Perez Bergmann

Coordenador do PPGEM

Dedico este trabalho aos meus pais Mário

José Barbosa Figueiredo, à minha mãe

Lizete Pacheco e ao grande amor da minha

vida Ângela Flach.

AGRADECIMENTOS

Meus sinceros agradecimentos a todos que colaboraram na

elaboração deste trabalho.

Ao professor Dr. Jaime Alvares Spim Junior pela orientação,

dedicação, esforço e confiança depositada.

Ao professor Dr. Carlos Alexandre dos Santos e ao Engenheiro

Msc. Carlos Frick Ferreira pelas preciosas contribuições e conselhos.

Ao colega e amigo Engenheiro Thiago Vieira Ferri por suas

valiosas observações, apoio e companhia durante a realização dos experimentos.

A todos os colegas, funcionários e bolsistas do Laboratório de

Fundição da UFRGS, pelas proveitosas discussões. Em especial aos bolsistas Vinicius Paz e

Juliano Todeschini pela ajuda na preparação das amostras.

Ao CNPq e à FAPERGS pela bolsa e pela verba destinada ao

projeto que permitiram o desenvolvimento desse trabalho.

À Empresa Andreas Stihl Moto Serras pelo interesse e apoio à

pesquisa.

Aos meus queridos irmãos e familiares pela paciência e

incentivo aos estudos.

A toda família Flach, o meu agradecimento especial pelo

carinho, afeto e estímulos.

À minha “vidinha” Ângela Flach, que tanto amo, pelo carinho,

paciência, dedicação, companheirismo e confiança. Com todo o meu amor...

Ao povo brasileiro, pagador dos seus impostos, que viabiliza o

financiamento em pesquisas e manutenção das universidades públicas, gratuitas e de

qualidade.

“Quando existe avanço tecnológico sem avanço social,

surge quase automaticamente, um aumento da miséria humana.”

Michael Harrington

XII

SUMÁRIO

SUMÁRIO...............................................................................................................................XII

LISTA DE FIGURAS............................................................................................................XIV

LISTA DE TABELAS............................................................................................................XX

LISTA DE SÍMBOLOS.......................................................................................................XXII

RESUMO............................................................................................................................XXIII

ABSTRACT........................................................................................................................XXIV

1. INTRODUÇÃO..............................................................................................................1

2. OBJETIVOS...................................................................................................................5

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA.......................................................................................6

3.1 O Magnésio ................................................................................................................6

3.2 Extração e obtenção de magnésio...............................................................................7

3.2.1 Ocorrência natural ..............................................................................................7

3.2.2 Processos de obtenção ........................................................................................7

3.3 Principais características.............................................................................................8

3.4 Propriedades físicas e químicas do magnésio.............................................................9

3.5 Propriedades Mecânicas .............................................................................................9

3.6 Comportamento à corrosão.......................................................................................11

3.7 Vantagens e Desvantagens do uso do magnésio ......................................................11

3.8 Utilização do magnésio ............................................................................................15

3.9 Ligas de magnésio ....................................................................................................15

3.9.1 Principais elementos de liga .............................................................................15

3.9.2 Classificação e nomenclatura das ligas ............................................................17

3.10 Desenvolvimento de ligas de magnésio resistentes a altas temperaturas .................19

3.11 O sistema Mg-Si.......................................................................................................20

3.12 O sistema Mg-Zn-Al.................................................................................................22

3.13 O sistema Mg-Al-Ca-Sr............................................................................................22

3.14 O sistema Mg-RE (magnésio – terras raras).............................................................23

3.15 Solidificação.............................................................................................................28

XIII

3.16 Macroestruturas de solidificação..............................................................................29

3.17 Zona Coquilhada ......................................................................................................30

3.18 Zona Colunar............................................................................................................30

3.19 Zona equiaxial ..........................................................................................................31

3.20 A transição colunar-equiaxial (TCE)........................................................................33

3.21 Critérios para Transição Colunar-Equiaxial.............................................................34

3.22 Informações sobre o projeto de pesquisa..................................................................41

4. MATERIAL E MÉTODOS..........................................................................................44

4.1 Solidificação unidirecional vertical ascendente .......................................................44

4.2 Projeto do forno de solidificação Unidirecional.......................................................45

4.2.1 Confecção da base do cadinho e sistema de refrigeração;................................45

4.2.2 Confecção do forno ..........................................................................................47

4.2.3 Atmosfera de Proteção......................................................................................49

4.2.4 Termopares e placa de aquisição de dados.......................................................50

4.3 Alterações de projeto................................................................................................50

4.3.1 Alterações no cadinho ......................................................................................50

4.3.2 Alterações no sistema de refrigeração..............................................................51

4.4 Alterações no sistema na atmosfera de proteção......................................................53

4.4.1 Agitador mecânico............................................................................................53

4.5 Fluxograma experimental.........................................................................................56

4.6 Métodos utilizados para obtenção de

•

, G

e V

............................................59

5. RESULTADOS E DISCUSSÕES................................................................................63

5.1 Experimento 1 – Resfriamento lento........................................................................63

5.2 Análise da Macrografia ............................................................................................75

5.2.1 Formação da escória .........................................................................................75

5.3 Correlação entre variáveis de solidificação (V

, G

•

T ) e tamanho de grão.........77

5.4 Experimentos 2 e 3 - Solidificação unidirecional.....................................................83

5.4.1 Experimento 4. Solidificação unidirecional com baixo superaquecimento. ....93

5.5 Experimento 5 – Solidificação Unidirecional liga AZ91 .......................................101

5.6 Correlação entre variáveis de solidificação (V

, G

•

T ) e estrutura ...................109

6. CONCLUSÕES..........................................................................................................116

7. TRABALHOS FUTUROS.........................................................................................118

8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................119

XIV

LISTA DE FIGURAS

Figura 3.1. Utilização de ligas de magnésio no passado pela Volkswagen no Beetle (Fusca).

Adaptado (ASA 2007)......................................................................................................13

Figura 3.2. Peças de automóveis em ligas de magnésio. Alojamento, caixa de comando e aro

de direção. (Volkswagen AG).(K. U. Kainer, 2003)........................................................13

Figura 3.3. Peças automotivas projetadas em ligas de magnésio. Portas de carros lateral e

traseira e armação de assentos. (R. Fink, 2003). ..............................................................14

Figura 3.4. Outras aplicações das ligas de magnésio. (R. Fink, 2003).....................................14

Figura 3.5. Produção de materiais de baixa densidade ao longo do século XX. (Adaptado -

Mordike and Ebert, 2001).................................................................................................15

Figura 3.6. Proporção das aplicações metalúrgicas do magnésio em 1997. (Adaptado -

Mordike and Ebert, 2001).................................................................................................15

Figura 3.7. Microestrutura típica de uma liga AZ91D utilizada em Fundição sob Pressão.

Adapatado ((Song, Atrens et al. 1998) .............................................................................20

Figura 3.8. Comparação da liga AS21 com AZ91 em relação a resistência a fluência na

temperatura de 125°C, com carga constante de 30 e 40 MPa. (Adapatado Dargush et al.

1997).................................................................................................................................21

Figura 3.9. Curvas de fluência comparando as ligas ZAXE05613 e ZAXLa05613. As linhas

tracejadas correspondem a curvas teóricas de ligas outras ligas de magnésio e da liga de

alumínio ADC12. (Adaptado Anyanwu et al, 2004)........................................................26

Figura 3.10. Curvas de fluência para efeito de comparação entre as ligas ZAXE0613 e a liga

ZAXLa0613. (adaptado: Anyanwu et al, 2004) ...............................................................27

Figura 3.11. Modelo da microestrutura da liga ZAXLa05613: A

representa compostos

que cristalizam cruzando os grãos, A

representa compostos Al

que

cristalizam ao longo dos grãos, A3 representa compostos Al

que cristalizam dentro

dos grãos e B representa compostos de Al

Ca. (Adaptado Anyanwu et al, 2004)...........27

Figura 3.12. Variação dos tipos de estruturas formadas durante processo de solidificação de

um composto orgânico CBr

: a) Celular, b) transição celular/dendrítica e c) dendrítica

(Garcia, 2001)...................................................................................................................29

Figura 3.13. a) Representação esquemática das diferentes zonas macroestruturais. b)

Macroestrutura de um lingote de alumínio de seção quadrada. (Garcia, 2001)...............30

Figura 3.14. Microscopia ótica do primeiro lingote fornecido. a) estrutura ramificada, b)

detalhe das estruturas acicular e lamelar ..........................................................................42

Figura 3.15. Imagem BSE (elétrons retroespalhados) efetuada no primeiro lingote fornecido

mostrando: a) estrutura ramificada com compostos aciculares, b) uma estrutura acicular e

c) uma estrutura lamelar. ..................................................................................................42

Figura 4.1.Dispositivo de solidificação vertical ascendente: 1) entrada de água; 2) chapa

molde; 3) termopares; 4) computador; 5) registrador de temperaturas; 6) lingote; 7)

lingoteira; 8) controle de temperatura; 9) resistências elétricas; 10) paredes de isolamento

(adaptado Garcia, 2005). ..................................................................................................44

Figura 4.2. Conjunto cadinho e base do sistema de resfriamento. ...........................................46

Figura 4.3 . Base com sistema de refrigeração. a) vista superior, b) vista inferior com tampa,

c) esquema mostrando serpentina de cobre para circulação da água na parte inferior.....46

Figura 4.4. a) vista superior do forno mostrando detalhe da tampa. b) parte interna do forno

mostrando resistências e isolamento com fibra cerâmica.................................................49

Figura 4.5. a) Formação de “carepas” no cadinho SAE1020, b) Chapa de aço inox 304

utilizada em volta do cadinho para proteger as resistências, c) Cadinho alternativo

construído em aço inoxidável 420....................................................................................51

Figura 4.6. Sistema de resfriamento danificado devido à intensa oxidação durante a realização

do experimento. ................................................................................................................51

Figura 4.7. Sistema de resfriamento alternativo proposto após danificação do sistema por

serpentina..........................................................................................................................52

Figura 4.8.Sistema de resfriamento alternativo: água entrando em contato direto com a parte

inferior da base. ................................................................................................................52

Figura 4.9. Parte inferior do lingote após a realização do experimento. Os pontos marcados

com “x” correspondem à parte da carga que não fundiu..................................................53

Figura 4.10. Dispositivo utilizado para agitação do banho. .....................................................54

Figura 4.11. Dispositivo em forma de escada para posicionamento dos termopares e agitador

do banho ...........................................................................................................................55

Figura 4.12. Esquema representativo da distribuição dos termopares no lingote (medidas em

...................................................................................................................................... mm) 55

Figura 4.13. Fluxograma de planejamento adotado durante o trabalho. ..................................57

Figura 4.14. Esquematização para obtenção de T

e seu respectivo intervalo de tempo. ........60

Figura 4.15. Esquematização do procedimento para obtenção da V

......................................61

Figura 4.16. Esquematização para obtenção das taxas de resfriamento (

•

) ................61

Figura 4.17. Esquema representativo para medição do espaçamento dendrítico secundário...62

Figura 4.18. Ilustração do procedimento para medição do tamanho de grãos equiaxiais obtidos

a partir da macrografia. (Distância da base – 15mm).......................................................62

XVI

Figura 5.1. Detalhe do diagrama de fases Mg-Al. A linha cheia em vermelho indica a

composição Mg- 4% Al e as linhas tracejadas indicam

. ......................................63

Figura 5.2. Curvas de resfriamento registrada pelos termopares posicionados dentro do

cadinho durante solidificação da liga sob baixas taxas de resfriamento. .........................64

Figura 5.3. Curva de resfriamento da liga ZAXLa05413 obtida em condições de resfriamento

lento (posição – 75 mm da base). .....................................................................................65

Figura 5.4. Curva de resfriamento da liga ZAXLa05413 obtida em condições de resfriamento

lento (posição – 75 mm da base) ......................................................................................65

Figura 5.5. Detalhe da transformação de fase na região pastosa indicada pela mudança na

inclinação da curva de resfriamento entre

............................................................66

Figura 5.6. Diagrama de fase Mg-La. A linha vermelha tracejada indica a composição Mg-

3%La. (ASM 1990)

.........................................................................................................67

Figura 5.7. Diagrama de fase Mg-Ca. A linha vermelha tracejada indica a composição Mg-

1%Ca. (ASM 1990)

.........................................................................................................67

Figura 5.8. Diagrama de fase Al-La

(ASM 1990)

..................................................................68

Figura 5.9. Imagens BSE dos compostos ricos em alumínio e lantânio formados durante

solidificação da liga. a) precipitado de forma facetado e b) precipitado de forma acicular.

..........................................................................................................................................69

Figura 5.10. Espectros obtidos das análises via EDS nos compostos ricos em Al-La. a)

Espectro do precipitado facetado, b) Espectro do precipitado acicular............................69

Figura 5.11.Imagens BSE das estruturas lamelares encontradas na amostra. a) Lamelar

grosseira (mais clara) e b) Lamelar fina (mais escura).....................................................70

Figura 5.12. Espectros obtidos nas análises via EDS a) Espectro referente ao composto

lamelar grosseiro e b) Espectro referente ao composto lamelar fino. ..............................71

Figura 5.13. Imagem BSE da estrutura da liga obtida através de MEV. Os círculos indicam as

regiões onde foram realizadas análises via EDS (no núcleo da matriz e próximo das

regiões de segregação)......................................................................................................71

Figura 5.14. Espectros obtidos nas análises via EDS a) núcleo da Matriz e b) próximo dos

contornos. .........................................................................................................................72

Figura 5.15. Metalografia da liga solidificada com baixas taxas de resfriamento na posição de

30 mm: a) fase acicular (Al

), b) precipitado facetado, c)fases lamelar grosseira, d)

fase lamelar fina (Al

Ca), e) matriz com magnésio e alumínio em solução sólida..........72

Figura 5.16. Diagrama de fase Al-Ca. (ASM 1990)

. ..............................................................74

Figura 5.17. Diagrama de fase Mg-Al.(ASM 1990)

. ..............................................................74

Figura 5.18. Macrografia da liga ZAXLa05413 obtida após resfriamento lento dentro do

cadinho com o forno desligado.........................................................................................75

XVII

Figura 5.19. Gráfico da posição da interface em função do tempo..........................................78

Figura 5.20. Posição da isoterma

liquidus

com o tempo..........................................................79

Figura 5.21. Velocidade da interface em função do tempo. Os pontos em vermelho registram

o instante de passagem da frente nos termopares.............................................................80

Figura 5.22. Detalhe da macrografia perto da superfície mostrando a influência da escória

formada como substrato para nucleação e crescimento de grãos. ....................................82

Figura 5.23. Gráfico correlacionando tamanho de grão com velocidade de avanço da interface

liquidus

. (Escala dos eixos em Log

). .............................................................................82

Figura 5.24. Curvas de resfriamento obtidas no experimento 2...............................................83

Figura 5.25. Curva de resfriamento obtida no experimento 2 pelo termopar localizado a 30

mm da base mostrando

. ...............................................................................................84

Figura 5.26. Curva de resfriamento obtida no experimento 3 pelo termopar localizado a 60

mm da base mostrando

. ...............................................................................................84

Figura 5.27. Macrografia obtida no experimento 2..................................................................86

Figura 5.28. Macrografia obtida no experimento 3..................................................................86

Figura 5.29. Variação da posição da isoterma

liquidus

com o tempo. (Experimento 2)..........87

Figura 5.30. Variação da posição da frente de solidificação com o tempo. (Experimento 3)..87

Figura 5.31. Gráfico da velocidade da interface

liquidus

com o tempo para o experimento 2.

Os pontos em vermelho representam os instantes em que a isoterma

liquidus

alcança os

termopares. .......................................................................................................................88

Figura 5.32. Gráfico da velocidade da interface

liquidus

com o tempo para o experimento 3.

Os pontos em vermelho representam os instantes em que a isoterma

liquidus

alcança os

termopares. .......................................................................................................................89

Figura 5.33. Comparação entre os dois experimentos. O avanço da isoterma

liquidus

obteve

maiores velocidades no experimento 3.............................................................................89

Figura 5.34. Comparação entre os gradientes no momento do início da TCE. (Experimentos 2

e 3)....................................................................................................................................91

Figura 5.35. Variação da taxa de resfriamento do líquido com a posição. Taxas semelhantes

durante a transição............................................................................................................92

Figura 5.36. Curvas de resfriamento obtidas no experimento 4...............................................93

Figura 5.37 . Curva de resfriamento obtida pelo termopar localizado a 15 mm da base. ........94

Figura 5.38. Curva de resfriamento obtida pelo termopar localizado a 45 mm da base. .........94

Figura 5.39. Macrografia obtida no experimento 4..................................................................95

XVIII

Figura 5.40. Gráfico da posição da interface em função do tempo. (Experimento 4)..............96

Figura 5.41. Variação da velocidade da interface de solidificação em função do tempo. Os

pontos em vermelho correspondem ao instante em que a frente alcança os termopares.

(experimento 4). ...............................................................................................................97

Figura 5.42. Variação do gradiente em função da posição. (Experimento 4). .........................98

Figura 5.43. Variação da taxa de resfriamento do líquido em função da posição. (Experimento

4).......................................................................................................................................98

Figura 5.44. Comparação das velocidades da isoterma

liquidus

entre os três experimentos...99

Figura 5.45. Variação do gradiente a frente da isoterma

liquidus

com a posição para os três

experimentos.....................................................................................................................99

Figura 5.46. Variação da taxa de resfriamento do líquido nos três experimentos. Valores

semelhantes no momento da transição. ..........................................................................100

Figura 5.47. Curvas de resfriamento obtidas no experimento 5.............................................101

Figura 5.48. Curva de resfriamento registrada pelo termopar situado a 45 mm da base. ......102

Figura 5.49. Curva de resfriamento registrada pelo termopar situado a 90 mm da base. ......102

Figura 5.50. Macrografia da liga AZ91 após experimento de solidificação unidirecional. ...103

Figura 5.51. Posição da isoterma

liquidus

com o tempo no experimento 5 (Liga AZ91)......104

Figura 5.52. Velocidade da isoterma

liquidus

em função do tempo. .....................................104

Figura 5.53. Gradiente térmico em função da posição. (Experimento 5)...............................105

Figura 5.54. Taxa de resfriamento do líquido em função da posição. (Experimento 5) ........106

Figura 5.55. Comparação entre

obtidas em todos os experimentos. .................................107

Figura 5.56. Comparação entre

obtidas em todos os experimentos..................................107

Figura 5.57. Comparação entre

•

obtidas em todos os experimentos.................................108

Figura 5.58. Metalografias retiradas de diferentes posições na amostra solidificada no

experimento 2. ................................................................................................................109

Figura 5.59. Metalografia da amostra solidificada no experimento 2 na posição de 75 mm. a)

desenvolvimento da dendrita na região central da imagem e b) mesma imagem realçando

dendrita e espaçamentos secundários. ............................................................................110

Figura 5.60. Desenvolvimento de braços dendríticos da liga AZ91. Experimento 5, posição de

15mm..............................................................................................................................110

XIX

Figura 5.61. Correlação entre λ

•

obtida no experimento 2. (Escala dos eixos em Log

........................................................................................................................................112

Figura 5.62. Correlação entre λ

•

obtida no experimento 3. (Escala dos eixos em Log

........................................................................................................................................112

Figura 5.63. Correlação entre λ

•

obtida no experimento 4. (Escala dos eixos em Log

........................................................................................................................................113

Figura 5.64. Correlação entre λ

•

obtida no experimento 5. (Escala dos eixos em Log

........................................................................................................................................113

Figura 5.65. Diferenças observadas em λ

em função de

•

nos experimentos com a liga

ZAXLa05413..................................................................................................................114

Figura 5.66. Influência de

em λ

nos experimentos realizados com a liga ZAXLa05413.

........................................................................................................................................115

LISTA DE TABELAS

Tabela 3.1. Propriedades físicas e químicas do magnésio puro. ................................................9

Tabela 3.2. Resumo das vantagens e desvantagens do uso de magnésio como material para

aplicações estruturais. (Adaptado – K. U. Kainer 2003)..................................................12

Tabela 3.3. Principais elementos de liga para o magnésio e seus efeitos.Adaptado (Brooks

1982) (Diego Cunha Malagueta 2003).............................................................................16

Tabela 3.4. Primeira parte (elementos de liga):........................................................................17

Tabela 3.5. Terceira parte: Distinção de ligas com o mesmo teor de elementos de liga..........18

Tabela 3.6. Quarta Parte: Condição do tratamento térmico ou mecânico ................................18

Tabela 3.7. Composição química da liga sugerida. ..................................................................41

Tabela 3.8. Resultados de análises via EDS nas fases sinalizadas na Figura 3.15 encontradas

no primeiro lingote fornecido pela RIMA (resultados qualitativos). ...............................42

Tabela 4.1. Composição química para aço utilizado na confecção de cadinho para fusão de

magnésio e ligas. Fonte (Street, 1986). ............................................................................45

Tabela 4.2. Posição dos termopares a partir da base (profundidade), e a partir do centro do

lingote (radial). .................................................................................................................56

Tabela 4.3. Classificação dos experimentos realizados no trabalho.........................................56

Tabela 4.4. Gradientes térmicos e superaquecimentos submetidos aos lingotes no processo de

fusão. ................................................................................................................................58

Tabela 4.5. Resultados de leitura de T

para verificação do erro.............................................60

Tabela 5.1. Temperaturas de transformações registradas durante a solidificação....................65

Tabela 5.2. Resultados de composição obtido via EDS para os compostos ricos em alumínio e

lantânio. (Apenas para análise qualitativa).......................................................................69

Tabela 5.3. Resultados de composição obtido via EDS para os compostos lamelares

observados na Figura 5.11................................................................................................70

Tabela 5.4. Resultado de composição obtido via EDS no núcleo da matriz e próximo dos

contornos. .........................................................................................................................72

Tabela 5.5. Taxas de resfriamento registradas pelos termopares. ............................................77

Tabela 5.6. Temperatura

líquidus

registrada pelos termopares e seus respectivos tempos em

segundos. ..........................................................................................................................78

Tabela 5.7. Valores para posição da interface e tempo após procedimento de extrapolação...79

XXI

Tabela 5.8. Valores dos parâmetros de solidificação obtidos no processo de solidificação com

resfriamento lento.............................................................................................................80

Tabela 5.9. Tamanho de grão médio obtido para cada posição................................................81

Tabela 5.10. Dados de

obtidos das curvas de resfriamento nos experimentos 2 e 3. ..........85

Tabela 5.11. Valores das variáveis de solidificação obtidos nos experimentos 2 e 3. .............90

Tabela 5.12. Valores obtidos das variáveis de solidificação no momento da TCE..................91

Tabela 5.13. Dados de

obtidos a partir das curvas de resfriamento para o experimento 4..95

Tabela 5.14. Valores das variáveis de solidificação obtidos no experimento 4. ......................97

Tabela 5.15. Valores das variáveis de solidificação no momento da TCE obtida nos três

experimentos...................................................................................................................100

Tabela 5.16. Dados de

obtidos a partir das curvas de resfriamento para o experimento 5.

........................................................................................................................................102

Tabela 5.17. Valores das variáveis de solidificação obtidos no experimento 5. ....................104

Tabela 5.18. Valores das variáveis térmicas de solidificação na TCE (experimento 5). .......105

Tabela 5.19. Resultados de λ

medidos para cada posição nos três experimentos.................111

XXII

LISTA DE SÍMBOLOS

: composição da liga (% em peso)

D - coeficiente de difusão no líquido (m

/s)

– Gradiente de temperatura à frente da interface líquidus (K/mm)

k − coeficiente de partição

m - inclinação da linha

liquidus

(K / % em peso)

- densidade dos sítios de nucleação (1/m

)

P – posição da interface

liquidus

solidus

t – tempo (s)

TCE – Transição colunar-equiaxial

– temperatura

solidus

–

temperatura

liquidus

•

- taxa de resfriamento

•

- taxa de resfriamento do líquido

•

- taxa de resfriamento crítica

– Velocidade de avanço da isoterma

liquidus

λ − espessura do grão colunar

– espaçamento dendrítico secundário

∆T

- super-resfriamento na frente colunar (K)

∆T

- super-resfriamento efetivo nos sítios de nucleação (K)

Γ - coeficiente de Gibbs-Thomson (K m)

XXIII

RESUMO

Magnésio e suas ligas têm adquirido importância cada vez mais significativa como

material estrutural de peso leve despertando um singular interesse pela indústria uma vez que

oferece a melhor relação peso/resistência entre os metais. Os campos mais conhecidos de sua

aplicação consistem na construção de veículos, na aeronáutica, manipulação industrial (robôs,

automatização) e tecnologia de comunicação. Em particular, a indústria automobilística tem

crescentemente ampliado a utilização de ligas de magnésio na produção de peças que vão

desde caixas de câmbio até aros de rodas. As principais razões para este desenvolvimento são:

mudanças na legislação ambiental, as exigências de cliente, e objetivos corporativos que

requerem veículos mais leves diminuindo o consumo de combustível. O uso do magnésio para

aplicações estruturais em altas temperaturas é limitado devido a sua baixa resistência à

fluência. Isso se deve ao enfraquecimento do contorno de grão a partir da precipitação

descontínua da fase β-Mg

de baixo ponto de fusão. Dentre as ligas de magnésio

desenvolvidas para resistência à fluência, as ligas do sistema Mg-Al-RE-Ca oferecem ótimo

desempenho com resultados similares à liga de alumínio ADC12. Muitos trabalhos sobre o

sistema de ligas Mg-Al-RE-Ca foram realizados visando compreender a relação entre

microestruturas e propriedades mecânicas. Entretanto, poucos estudos relacionaram a

influência das variáveis de solidificação na formação das microestruturas. O presente trabalho

tem como objetivo realizar um estudo em uma liga Mg-4%Al-3%La-1%Ca analisando a

influência das variáveis térmicas tais como taxas de resfriamento, velocidade da isoterma

liquidus

e gradientes de temperatura, na formação de estruturas, na transição colunar-

equiaxial e espaçamento dendrítico durante o processo de solidificação. A previsão das

distintas estruturas, tais como zona colunar e equiaxial é de grande interesse para avaliação e

projeção das propriedades mecânicas dos fundidos. Dessa forma, a liga estudada foi

submetida à solidificação unidirecional vertical ascendente e análise térmica. Foram

realizadas análises metalográficas nos lingotes solidificados. Os resultados colaboram para

uma melhor compreensão do fenômeno de solidificação da liga e serve como ferramenta no

desenvolvimento de modelos de previsões de formação de micro e macroestruturas que

influenciam diretamente nas propriedades mecânicas.

Palavras Chaves: Ligas de magnésio, transição colunar-equiaxial, solidificação,

espaçamento de braços dendríticos, microestrutura, variáveis térmicas.

XXIV

ABSTRACT

Due to their superior weight/resistance relation, magnesium and its alloys have been

acquiring a great deal of importance in the modern industry, specially as lightweight structural

materials in the fields of vehicle construction, aeronautics, industrial robotics, automation, and

communication technologies. In particular, the automotive industry has been increasingly

expanding the use of magnesium alloys in the production of auto-parts, ranging from gearbox

housings to steering wheels. The main reasons for this developments are changes in

environmental legislations, new customer requirements, and corporate policies regarding fuel

consumption and weight/power relations. The use of magnesium alloys for structural

applications at high temperatures is limited due to the precipitation of the discontinuous phase

β-Mg17Al12, which in fact, weakens the grain boundary during service resulting in a low

creep resistance. Among the magnesium alloys developed for creep resistance, the alloys of

the system Al-Mg-RE-Ca offer optimum performance with results similar to the ADC12

aluminum alloy. Many studies on the Al-Mg-RE-Ca system alloys were aimed to understand

the relationship between microstructure and mechanical properties. However, few studies

undertake the influence of the solidification variables in the microstructure formation. This

work aims to study the influence of some thermal variables such as temperature gradients,

solidification and growth tip rate on the formation of microstructures, the columnar/equiaxial

transition and dendrite arm spacing, during the solidification process of a Mg-4%Al-3%La-

1%Ca alloy. The prediction of the different structures, such as the columnar and the equiaxial

regions is of great interest for the assessment and projection of the mechanical properties of

the casts. Therefore, the alloy studied in this work were submitted to thermal analysis during

an unidirectional vertical ascending solidification, as well as optical and scanning electron

microscopy characterization. The results contribute to a better understanding of the

solidification phenomena of the magnesium alloys, as well as a tool in the development of

numerical models for the prediction of structures which directly influence the mechanical

properties of the parts.

Key words: Magnesium alloys, columnar-to-equiaxed transition, solidification,

dendrite arm spacing, microstructure, thermal variables.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

1. INTRODUÇÃO

As grandes indústrias de alta tecnologia confiam cada vez mais no potencial técnico e

econômico de materiais inovadores, como estratégia para competição bem sucedida no

mercado. Além disso, as perspectivas de novas políticas de leis ambientais e aumento da

consciência ecológica pelos consumidores, exigem o uso mais econômico de fontes de energia

primárias.

No início dos anos 70, durante a primeira crise do petróleo, o barril saltou de US$ 2,80

para US$ 12,00, e trouxe consigo a necessidade de construção de veículos mais econômicos.

Isso foi possível diminuindo o peso dos automóveis com o objetivo final de melhorar a

eficiência no consumo de combustível através da substituição de componentes produzidos

com materiais ferrosos por ligas metálicas mais leves como o alumínio e magnésio e também

pelo plástico, sem acarretar perdas de qualidade e segurança.

Além da constante crise energética, que está longe de ser resolvida em decorrência dos

crescentes conflitos bélicos no Oriente Médio nas últimas décadas, e diante do aumento

incessante da demanda mundial de energia (a Agência Internacional de Energia (AIE), projeta

para 2030 um aumento de 50% enquanto as previsões dos especialistas mostram um declínio

das reservas de petróleo a partir desse mesmo ano), grandes alterações climáticas foram

observadas no mundo inteiro nos últimos anos aumentando a preocupação da comunidade

científica quanto ao futuro do planeta. É consenso entre os especialistas que as mudanças

climáticas se devem ao aquecimento global provocado pela emissão de altos índices de gases

que provocam o efeito estufa na atmosfera tais como dióxido de carbono, metano,

clorofluorcarbonetos- CFCs e outros gases. Em abril de 2007, especialistas em mudanças

climáticas da ONU lançaram o relatório "Efeitos, adaptação e vulnerabilidade", onde

advertem que o aumento da temperatura mundial levará à extinção de 30% das espécies, à

queda da produção agrícola e à elevação de quatro a seis metros do nível do mar durante o

próximo século (Notícias 2007).

Diante desse quadro hostil, isto é, de crise energética e de crise ambiental, ocorre

concomitantemente o crescimento da consciência ecológica dos consumidores, que corrobora

a necessidade de inovação tecnológica para desenvolvimento de novos materiais e novas

fontes de energia de forma renovável, sustentável e sem agressões ao meio ambiente.

No que se refere ao desenvolvimento de novos materiais, entre 1978 e 1990 a

crescente substituição de aço por plásticos reduziu o peso médio do automóvel de 1.588 Kg

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

para 1.316 Kg. Os plásticos atingiram quase 8% do peso total do veículo em 1992 (Diego

Cunha Malagueta 2003), mas essa participação estabilizou-se até 1996, embora as previsões

em 1990 admitissem dobrar esse valor nos próximos dez anos. Apesar do avanço, o uso do

plástico é restrito em determinadas situações, pois diferentemente dos metais que possuem

excelente reciclabilidade, os plásticos, além de não apresentarem essa característica, possuem

baixa resistência mecânica, limitando sua utilização em algumas aplicações onde o esforço

mecânico é exigido.

Quanto ao uso de alumínio, um estudo conduzido pela Knibb, Gormezano & Partners

(KGP), em cooperação com a European Aluminium Association (EAA), mostra que a

quantidade de alumínio utilizado nos carros europeus aumentou de 50 kg em 1990 para 132

kg em 2005 e a previsão é que cresça mais 25 kg até 2010. Na Europa, dois milhões de

toneladas de componentes de alumínio foram usados nos carros que entraram em circulação

em 2005 (EAA 2007).

O magnésio atualmente ocupa papel de destaque por suas características físicas,

químicas e mecânicas. Com aproximadamente dois terços da densidade do alumínio e a

melhor relação peso/resistência entre os metais, as ligas de magnésio vêm sendo cada vez

mais utilizadas na indústria automobilística, substituindo não só componentes produzidos em

aço mas também em alumínio para diminuir o peso dos veículos e facilitar a dirigibilidade.

Em relação aos plásticos, o magnésio oferece melhores propriedades mecânicas e

reciclabilidade.

No passado a força motriz que impulsionou o desenvolvimento do magnésio e suas

ligas foi a necessidade do uso de materiais estruturais leves em aplicações militares. Em 1944,

o consumo atingiu 228.000 toneladas, mas despencou após o fim da Segunda Guerra para

10.000 toneladas por ano. Em 1998, já com interesse renovado, a produção subiu para

360.000 toneladas por ano a um preço de US$ 3,6 por quilo. A taxa de crescimento tem uma

previsão de 7% ao ano (Mordike and Ebert 2001).

Atualmente a principal fonte de desenvolvimento do magnésio e suas ligas é a

indústria automotiva. Embora alguns desenvolvimentos interessantes tenham sido percebidos

na indústria aeroespacial e em outras aplicações, observam-se aplicações prósperas e bem

sucedidas em componentes da indústria automotiva como aros de direção, peças da coluna de

direção, instrumento de painéis, assentos, caixas de comando e sistemas de entrada de ar.

Desenvolvimentos futuros incluirão peças maiores do chassi, blocos de motores, armação de

portas e coberturas de tanques de combustíveis.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Apesar disso, grande parte das utilizações dos componentes automotivos envolvem

esforços mecânicos em altas temperaturas e nesse particular o uso de ligas de magnésio é

restrito. O principal elemento de liga das ligas de magnésio é o alumínio, que melhora as

propriedades de fundição principalmente para o processo de fundição sob pressão (

die-

casting

), amplamente utilizado pelas indústrias que objetivam alcançar alta produtividade e

diminuição de custos.

O alumínio aumenta a resistência mecânica da liga através de endurecimento por

solução-sólida e pela formação do composto intermetálico β-Mg

no contorno de grão

durante o processo de solidificação. Contudo, em aplicações que envolvem temperaturas

acima de 150°C, o composto β-Mg

de baixo ponto de fusão pode sofrer amolecimento e

engrossamento devido ao aceleramento do processo de difusão provocado pelo aumento da

temperatura, resultando no enfraquecimento dos contornos de grão.

Para melhorar a resistência à fluência, uma série de ligas têm sido estudadas nos

últimos anos utilizando elementos ligantes para formar compostos mais estáveis no contorno

de grão e/ou evitar a formação da fase β-Mg

O uso de cálcio e lantânio melhora a resistência à fluência em altas temperaturas. O

cálcio atua como refinador de grão e forma o composto estável Al

Ca nos contornos,

enquanto o lantânio forma partículas estáveis aciculares Al

seja no contorno, ou seja

cruzando os grãos (causando o efeito de clip - prendendo uns aos outros), ou ainda dentro dos

grãos sendo obstáculos muito efetivos para o movimento de discordâncias e deslizamento de

grãos (Anyanwu, Gokan et al. 2004).

Muitas pesquisas objetivaram o estudo e caracterização da microestrutura dessas ligas

correlacionando com propriedades mecânicas, mas poucos trabalhos visaram analisar a

influência das variáveis térmicas na formação de micro e macroestruturas buscando uma

melhor compreensão do processo de solidificação da liga.

Para o estudo proposto, foi elaborado um sistema experimental de solidificação

unidirecional vertical ascendente. A liga de magnésio estudada foi ZAXLa05413 devido á sua

aplicação em altas temperaturas.

No capítulo 3, a revisão bibliográfica mostra um breve histórico do magnésio desde

sua descoberta, passando pelos métodos de obtenção, as propriedades químicas, físicas e

mecânicas, aplicações na indústria, perspectivas futuras e um histórico do desenvolvimento de

ligas para aplicações em altas temperaturas.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

O capítulo 4 apresenta uma revisão sobre o fenômeno de solidificação, mostrando os

tipos de estruturas formadas e seus efeitos nas propriedades dos fundidos. Traz ainda, um

resumo de trabalhos obtidos da literatura especializada envolvendo critérios para previsão da

transição colunar-equiaxial (TCE).

O capítulo 5 explica a concepção do sistema experimental desenvolvido no laboratório

para realização de solidificação unidirecional vertical ascendente em ligas de magnésio e os

procedimentos adotados para obtenção dos resultados.

O capítulo 6 apresenta os resultados obtidos para os experimentos realizados com a

liga ZAXLa05413. O primeiro experimento foi realizado sem resfriamento unidirecional

partir da base do sistema. Isso permitiu que a solidificação da liga ocorresse dentro do forno

após processo de fusão, provocando a solidificação lenta com baixas taxas de resfriamento. O

objetivo desse experimento foi a obtenção de temperaturas de transformação (temperatura

liquidus

solidus

e temperaturas de transformações de fases), além da observação da macro e

microestrutura formada. Os microconstituintes formados no processo de solidificação foram

observados e caracterizados em microscopia ótica e microscopia eletrônica de varredura.

Outros três experimentos foram realizados em condições de solidificação unidirecional

vertical ascendente para estudo das estruturas formadas. Desses três experimentos, os dois

primeiros foram realizados sob condições iniciais iguais de solidificação, mantendo gradientes

de temperatura do banho e superaquecimento semelhantes. Os resultados de correlação das

variáveis térmicas com tempo e posição foram semelhantes assim como a macro e micro

estrutura formada. No quarto experimento, foi alterado o grau de superaquecimento do banho.

Essa alteração promoveu diferenças na estrutura formada e nas variáveis térmicas, sobretudo

na velocidade da isoterma

líquidus

Concluindo as análises pode-se formular uma expressão numérica que relaciona a taxa

de resfriamento, a velocidade da interface sólido-líquido com o espaçamento dendrítico

secundário. A expressão facilitará o desenvolvimento de modelos numéricos para simulação

de produtos da liga por fundição.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

2. OBJETIVOS

Os objetivos desse trabalho foram:

• Construção de um sistema experimental para solidificação unidirecional

vertical ascendente de ligas de magnésio.

• Realizar análise térmica na liga ZAXLa05413 para obtenção de

possíveis transformações de fases;

• Observação e análise em Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) das

microestruturas formadas;

• Verificar a influência das variáveis térmicas de solidificação

•

formação de estruturas e na Transição Colunar-Equiaxial em ligas de magnésio

ZAXLa05413 e AZ91;

• Verificar o critério de Transição Colunar-Equiaxial baseado em taxa de

resfriamento crítico;

• Verificar a influência do grau de superaquecimento do líquido nas condições

de solidificação da liga ZAXLa05413;

• Levantamento de expressões que correlacionam as variáveis térmicas de

solidificação com parâmetros de estrutura.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

3.1 O Magnésio

Em 1618, durante uma “seca em Epsom”, Surrey, na Grã-Bretanha, Henry Wicker

descobriu um local de sua fazenda onde havia um buraco cheio d’água que seu gado não

bebia; descobriu-se então que aquela “água amarga” tinha várias propriedades medicinais

como a cura de ferimentos externos, além de ser útil em uso interno.

Em 1695, Nehemia Grew publicou um panfleto descrevendo sais encontrados em água

de fontes minerais em Epsom. As propriedades medicinais deste sal atraíram alguma atenção

e na Inglaterra foi denominado sal de Epsom MgSO

.10H

O e no continente chamado sal

anglicum. A magnésia alba MgCO

(carbonato de magnésio) começou a ser comercializada

em Roma por volta de 1700; o termo “magnésia Alba” era utilizado em contraste com

“magnésia nigra”, o negro óxido de manganésio. O nome magnésia, no entanto, parece ter

tido origem na Grécia antiga; Magnésia era um distrito de Tessália, Grécia. O inglês Joseph

Black reconheceu o magnésio como um elemento químico em 1755, ao mostrar que da

primeira se formava um sulfato solúvel, ao passo que da outra se formava um sulfato pouco

solúvel.

Em 1808, Sir Humphry Davy, obteve o metal puro mediante a eletrólise de uma

mistura de magnésia e HgO, fazendo circular vapores de potássio sobre magnésia quente,

utilizando mercúrio como cátodo, extraiu o magnésio. Obteve o magnésio como amálgama e

chamou-lhe “magnium”. Na época, os termos “magnésio” e “manganésio” eram usados

indistintamente para denominar o manganésio, obtido a partir do mineral pirolusite (dióxido

de manganésio) e o magnésio existente na magnésia alba. Para evitar confusões, o termo

“magnésio” passou a ser utilizado para referenciar o elemento existente na magnésia alba; e

“manganésio” para o elemento existente na pirolusite. O metal pôde ser isolado a partir de

1852, quando o alemão Robert Bunsen fabricou uma célula eletrolítica que permitia obtê-lo a

partir do cloreto de magnésio (Herenguel 1976) (Peixoto 2000).

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

3.2 Extração e obtenção de magnésio

3.2.1 Ocorrência natural

O magnésio é encontrado na natureza geralmente na forma de sais, carbonatos,

sulfetos, óxidos e cloretos (na água do mar). Os silicatos olivina, serpentina e talco não

representam nenhum papel importante no refinamento do magnésio, embora eles representem

a maioria das ocorrências naturais dos compostos de magnésio. Os mais importantes minerais

são listados abaixo:

Magnesita: MgCO

(27% Mg)

Dolomita: MgCO

. CaCO

(13% Mg)

Carnalita: MgCl

. KCl . 6 H

O (8% Mg)

Brucita: Mg(OH)

Sólido nas condições ambientais, é o sexto elemento em abundância, constituindo

cerca de 2,76% da crosta terrestre e o terceiro mais abundante dissolvido nas águas dos mares

e oceanos, sendo o magnésio constituinte de 0,13% das mesmas. Calculado em metal, isso

representa aproximadamente 1,1 kg por metro cúbico. Portanto, não há limitações quanto ao

fornecimento de material bruto. Em estado puro, é o mais leve dos metais conhecidos (Rocha

1999).

3.2.2 Processos de obtenção

A obtenção do magnésio metálico se faz, mundialmente, através de duas grandes rotas:

térmica e eletrolítica. Nos processos térmicos, o magnésio apresenta pureza de produto mais

elevada por ser obtido na forma inicial de vapor. Estes processos utilizam como fontes

alternativas a dolomita e a magnesita. Os processos eletrolíticos têm a vantagem de ser

contínuos e apresentarem menores custos de produção e menor consumo de energia total.

Utilizam como fonte cloreto de magnésio, que pode ser proveniente da cloração da magnesita,

água do mar e salmouras concentradas como as águas-mães das salinas (FIERN 1998).

Para extração eletrolítica de magnésio são necessários aproximadamente 15.000 kWh

por tonelada de metal, uma quantidade comparável com a energia necessária para a produção

da mesma quantidade de alumínio (Street 1986). Nesse processo, o metal é obtido pela

eletrólise do cloreto de magnésio (MgCl

), método que já foi empregado por Robert Bunsen,

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

obtendo-o de salmouras e água de mar, sendo também possível usar como matérias-primas

magnesita, dolomita e águas de salinas naturais. A extração do magnésio da água do mar

responde pela maior parte de sua produção industrial com um rendimento em torno de 80%. O

magnésio é precipitado como hidróxido - Mg(OH)

- pela adição de óxido de cálcio (CaO).

Em seguida, o hidróxido é filtrado e tratado com ácido clorídrico, produzindo o cloreto de

magnésio (MgCl

). Este, depois de seco e misturado com outros sais (para diminuir seu ponto

de fusão), é fundido e submetido a uma redução eletrolítica.

O processo silicotérmico ou ferrosilícico emprega como matéria-prima a dolomita. O

mineral ferrosilícico, liga de ferro e silício, é misturado à dolomita calcinada e prensado em

pequenos tijolos, que são postos numa retorta de aço, submetidos ao vácuo e aquecidos a

1.200ºC. Por esse processo, extrai-se o magnésio em forma de cristais, que se fundem.

O outro processo consiste na redução térmica do óxido de magnésio (MgO) por ferro-

silício derivado das minas de carbonetos. Recentemente vem sendo estudada a possibilidade

da produção de magnésio através da eletrólise do cloreto anidrido de magnésio (MgCl

)

derivado do minério (Schaefer 2007).

A produção global é de aproximadamente 436.000 ton (1997), sendo que 75%

proveniente da eletrólise e 25% por redução térmica (K. U. Kainer 2003). Entre os maiores

produtores mundiais encontra-se os EUA (30%), a Rússia (16%) e o Canadá (10%) (E-escola

2007). Devido à diversidade de aplicações deste metal a expectativa é que em 2010 a sua

produção mundial seja de 1 milhão de toneladas por ano.

No Brasil, há jazidas de magnesita (MgCO

) no Ceará (Orós e Cariús) e na Bahia

(Brumados). Junto com o potássio, é encontrado em abundância na bacia salífera de Sergipe.

Grandes reservas de dolomita existem no Paraná e em São Paulo (Schaefer 2007).

3.3 Principais características

O magnésio é um metal bastante resistente e leve, aproximadamente 30% mais leve do

que o alumínio. Possui coloração prateada, perdendo seu brilho quando exposto ao ar. Quando

pulverizado e exposto ao ar, se inflama produzindo uma chama branca intensa, rica em raios

ultravioleta. O magnésio é um grande agente redutor e reage com vários ácidos, produzindo

hidrogênio. Não é atacado por bases e só a quente desloca o hidrogênio da água. Reage

rapidamente, com liberação de calor, em contato com o ar ou água, motivo pelo qual deve ser

manipulado com precaução. O fogo produzido pelo magnésio, portanto, não deve ser contido

através do uso de água.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

3.4 Propriedades físicas e químicas do magnésio

O magnésio possui propriedades singulares que ainda precisam ser melhor estudadas e

podem abrir caminhos para importantes mercados relacionados a aplicações estruturais. As

ligas de magnésio apresentam uma excelente relação resistência/peso entre os metais e

combinam boas propriedades físicas e químicas.

Algumas das propriedades físicas e químicas do magnésio são mostradas na Tabela

3.1 (Association 2007), (Elements 2007), (Elektron 2007).

Tabela 3.1. Propriedades físicas e químicas do magnésio puro.

Propriedade Valor

Massa atômica 24,31

Cor Cinza prateado

Densidade (temperatura ambiente) 1,74 g / cm

Densidade (temperatura de fusão) 1,58 g /cm

Temperatura de fusão 650 ºC ± 5°C

Temperatura de ebulição 1107 ºC ± 10°C

Estrutura cristalina HCP

Calor de fusão 370 KJ / kg ±15

Coeficiente de expansão linear 26 . 10

-6

-1

Contração (sólido/líquido) 4,2%

Capacidade calorífica (20°C) 1,05 kJ . (kg K)

-1

Condutividade térmica (20°C) 155 W . (K m)

-1

Módulo de elasticidade 45 GPa

Elongação na fratura 1-12%

Condutividade elétrica (IACS) 38%

Pressão de vapor 360 Pa a 650ºC

3.5 Propriedades Mecânicas

O magnésio é fornecido em várias composições incluindo metal com pureza comercial

(99,8% mín.), ligas para fundição e para confecção de produtos trabalhados. Normalmente,

composições diferentes são usadas para fundição em relação às ligas trabalhadas.

Substancialmente, o magnésio puro não encontra uso prático em projetos de

engenharia e aplicações estruturais. O limite de escoamento do metal puro fundido é de

aproximadamente 20 MPa, com tensão limite de resistência de 20 MPa, elongação de 6 % e

dureza Brinell de 30 HB.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

O magnésio ligado adequadamente fornece materiais com uma ampla faixa de

propriedades mecânicas. As propriedades mecânicas das ligas de magnésio são determinadas

de acordo com os procedimentos da ASTM.

O valor do módulo de elasticidade (E) do magnésio e suas ligas é de 45 GPa na

temperatura ambiente, enquanto o módulo de cisalhamento (G) é de 16,5 GPa, com um

coeficiente de Poisson de 0,35.

As ligas de magnésio possuem dureza suficiente para aplicações estruturais, exceto

aquelas que envolvem abrasão severa. Embora haja uma grande variação de dureza entre as

ligas de magnésio, a sua resistência à abrasão varia apenas de 15% a 20%.

Outra característica interessante nas ligas de magnésio é sua excelente capacidade de

amortecimento, se comparada a outros metais. A capacidade de amortecimento pode ser uma

propriedade interessante na seleção de materiais tanto para indústria aeronáutica, como para

equipamentos eletrônicos, uma vez que a capacidade de alto amortecimento não somente

reduz as vibrações causadas pela deformação plástica, como também reduz vibrações

causadas pela deformação elástica, o que pode causar ruído.

A resistência à fadiga é outro importante fator que deve ser considerado para as ligas

de magnésio. As curvas para as ligas de magnésio tendem a um nível de menor número de

ciclos quando comparadas às ligas de alumínio. O mecanismo de iniciação das trincas de

fadiga em ligas de magnésio é relacionado ao escorregamento na orientação preferencial dos

grãos e à freqüente existência de micro poros. No caso de magnésio puro, a orientação da

trinca é fortemente influenciada pelo deslizamento no contorno de grão (fenômeno de

fluência). Pequenos poros superficiais, rugosidade elevada e corrosão são fatores mais

importantes para a redução da vida em fadiga do que composição química ou tratamento

térmico. Essa grande diferença pode muito bem ser entendida em uma comparação entre

produtos fundidos e usinados, uma vez que os produtos usinados possuem um acabamento

superficial mais refinado e conseqüentemente, uma maior vida em fadiga. O trabalho a frio

cria uma deformação plástica superficial que gera uma tensão compressiva residual que

aumenta a vida em fadiga

Exceto em aplicações em temperaturas elevadas é que tem sido registrado caso de

falha por fadiga em ligas de magnésio fundido. Em geral, essas falhas têm origem em projetos

inadequados que geram concentradores de tensões.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Ligas fundidas de magnésio são fornecidas com limite de resistência à tração até 280

MPa e tensão limite de escoamento até 160 MPa aproximadamente, enquanto que ligas

trabalhadas com limite de resistência à tração até 360 MPa e tensão limite de escoamento até

300 MPa . (Nonferrous 2007)

3.6 Comportamento à corrosão

O magnésio é um elemento altamente ativo (possui um forte caráter eletronegativo),

sendo facilmente oxidado. Há também a formação de uma camada passivadora (MgO), para o

caso de chapas quando em contato com o ar. Entretanto, o contato com meios aquosos

desestabiliza esse filme gerando a formação de uma película de Mg(OH)

que não oferece

proteção ao material.

A taxa de corrosão das ligas de magnésio tende a aumentar com o aumento da

umidade no ambiente. Cloretos e sulfetos que se formam na superfície impedem a formação

da camada protetora e permitem a corrosão por

pit

. O magnésio é rapidamente atacado por

minerais ácidos exceto ácidos hidrofluorídricos.

Um grave problema que ocorre com o magnésio é sua alta susceptibilidade à corrosão

galvânica, já que ele é o mais anódico de todos os materiais estruturais. Especialmente em

ligas de magnésio, impurezas do tipo ferro, níquel e cobre são altamente indesejáveis

diminuindo em muito a resistência à corrosão do produto. A susceptibilidade à corrosão da

superfície das ligas convencionais tem sido diminuída significativamente com a introdução

das ligas de alta-pureza (HP), onde há redução a níveis críticos de Fe, Ni e Cu, mas falta ainda

a propriedade de passivação, ou seja, a habilidade de criar uma película protetora aderente na

superfície (Brooks 1982).

3.7 Vantagens e Desvantagens do uso do magnésio

Conforme já mencionado, o magnésio é o mais leve dos metais utilizados como

materiais estruturais. É esta propriedade que atrai os fabricantes para substituir materiais mais

densos, não só aços, ferro fundido e ligas a base de cobre, mas também ligas de alumínio por

ligas a base de magnésio.

Um resumo das vantagens e limitações de suas aplicações está descrito na Tabela 3.2.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Ligas de magnésio foram utilizadas extensivamente na Primeira e na Segunda Guerra

Mundial, mas a partir daí foram usadas somente em alguns setores da indústria nuclear,

metalúrgica e aeronáutica militar, com interesse diminuído (Mordike and Ebert 2001).

O crescimento do uso de magnésio na indústria automotiva se deve a soma de diversos

fatores:

 Interesse por parte das montadoras pela diminuição do peso dos veículos para:

 Melhorar a eficiência no consumo de combustível;

 Diminuir índices de emissão de gases poluentes para satisfazer nova

legislação, mais restrita, que limita a emissão dos mesmos, motivada pela

crescente preocupação mundial com o aquecimento global;

 Melhorar propriedades de condução dos veículos (dirigibilidade).

 Substituição de numerosos componentes de aço e alumínio por ligas de magnésio;

 Tendência em evitar o uso de plásticos, os quais são de difícil reciclagem.

Tabela 3.2. Resumo das vantagens e desvantagens do uso de magnésio como material para

aplicações estruturais. (Adaptado – K. U. Kainer 2003).

Perfil característico das ligas de magnésio

Vantagens (+) Desvantagens (-)

- Menor densidade de todos materiais estruturais

metálicos

- Poucas ligas otimizadas

- Alta resistência específica - Apenas algumas ligas trabalhadas

- Boa fluidez e adequação para o processo die-casting - Baixa ductilidade e dureza em temperaturas ambiente

- Fácil usinagem com alta velocidade de corte

- alta resistência mecânica e fluência limitada sob altas

temperaturas

- Boa soldabilidade sob proteção de gases inertes - Alta reatividade química

- Resistência à corrosão altamente melhorada

utilizando magnésio de alta pureza

- Alta contração

- Prontamente disponível

- Conceitos de reciclagem disponíveis não

compreensíveis

- Notáveis barreiras em relação à combustibilidade,

comportamento à corrosão e manuseio

- Número limitado de fornecedores, sem estabilidade e

preços baixos

- Em algumas aplicações resistência à corrosão

limitada

- Quando comparado com plásticos:

- Melhores propriedades mecânicas

-Melhor condutividade térmica e elétrica

- reciclável

- resistente ao envelhecimento

- Baixo módulo de elasticidade

O uso de magnésio em carros não é uma inovação recente. Já nos anos trinta, era

comum o uso de magnésio fundido em peças de automóveis, sendo o exemplo mais famoso o

VW-Beetle (o Fusca, Figura 3.1). Com o começo da produção do VW-Beetle em 1939, cada

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

vez mais foram somadas peças, como o cárter, roda dentada do eixo de comando, alojamento

para a caixa de engrenagem, várias coberturas entre outras, até que o peso total de magnésio

no automóvel atingiu 17 kg em 1962, o que significava uma redução de 50 kg em massa total,

quando comparado ao aço. A produção do VW-Beetle utilizou quase 21.000 ton de ligas de

magnésio em 1960 e o Grupo Volkswagen alcançou um consumo total de 42.000 ton de ligas

de magnésio em 1972, quando começou a mudança dos motores resfriados a ar para motores

refrigerados à água, reduzindo drasticamente a utilização das ligas de magnésio (K. U. Kainer

2003). As Figuras 3.2, 3.3 e 3,4 mostram exemplos de aplicações das ligas de magnésio na

indústria.

Figura 3.1. Utilização de ligas de magnésio no passado pela Volkswagen no Beetle (Fusca).

Adaptado (ASA 2007)

Figura 3.2. Peças de automóveis em ligas de magnésio. Alojamento, caixa de comando e aro

de direção. (Volkswagen AG).(K. U. Kainer, 2003)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 3.3. Peças automotivas projetadas em ligas de magnésio. Portas de carros lateral e

traseira e armação de assentos. (R. Fink, 2003).

Figura 3.4. Outras aplicações das ligas de magnésio. (R. Fink, 2003)

A Figura 3.5 mostra desenvolvimento semelhante de outros materiais leves que

competem com magnésio em algumas aplicações. Espera-se que o uso de magnésio cresça a

uma taxa semelhante a de outros metais nesse século. Esse fato presume um investimento

continuado em pesquisa e desenvolvimento.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 3.5. Produção de materiais de baixa densidade ao longo do século XX. (Adaptado -

Mordike and Ebert, 2001)

3.8 Utilização do magnésio

Apesar dos avanços tecnológicos e da crescente utilização de ligas de magnésio como

materiais estruturais, o maior uso do magnésio na indústria metalúrgica está na produção de

ligas de alumínio, tendo esse um papel importante no aumento da resistência à corrosão

dessas ligas. As principais utilizações do magnésio na indústria estão representadas no gráfico

da Figura 3.6 abaixo:

Figura 3.6. Proporção das aplicações metalúrgicas do magnésio em 1997. (Adaptado -

Mordike and Ebert, 2001)

3.9 Ligas de magnésio

3.9.1 Principais elementos de liga

Com o advento das ligas de magnésio, um enorme esforço tem sido realizado para

melhorar as propriedades do magnésio puro com adição de elementos de liga. O principal

Outras

13,15%

Dessulfuração

14,73%

Die-casting (alta-

pressão)

27,65%

Elemento de liga em

ligas de alumínio

44,48%

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

mecanismo para melhorar as propriedades mecânicas é por endurecimento por precipitação ou

endurecimento por solução-sólida. O magnésio forma fases intermetálicas com muitos

elementos de liga e a estabilidade da fase aumenta com a eletronegatividade do outro

elemento. A Tabela 3.3 apresenta os principais elementos de liga em magnésio e seus efeitos.

Tabela 3.3. Principais elementos de liga para o magnésio e seus efeitos.Adaptado (Brooks

1982) (Diego Cunha Malagueta 2003).

Elemento de

Liga

Efeitos

Alumínio

Desde os anos 20 o alumínio se tornou o principal elemento de liga por

aumentar significativamente o limite de resistência através da formação da

fase Mg

. O alumínio aumenta a fundibilidade principalmente em ligas

para fundição sob pressão. Aumenta também a faixa de solidificação

facilitando a fundição. Quando presente em teores maiores que 6% em

peso, torna a liga tratável termicamente, porém ligas comerciais

dificilmente ultrapassam 10% de alumínio.

Zinco

É o segundo elemento de liga mais importante para o magnésio.

Usualmente utilizado em conjunto com o alumínio para aumentar a

resistência à temperatura ambiente, entretanto, quando adicionado em

teores acima de 1% em peso reduz a ductilidade a quente em ligas de

magnésio contendo de 7 a 10% de alumínio. Em conjunto com zircônio e

terras raras ou tório produz endurecimento por precipitação. O zinco auxilia

na diminuição do efeito deletério do ferro e níquel sobre a resistência à

corrosão.

Terras Raras

Terras raras aumentam a resistência à alta temperatura. Geram precipitados

na região de contornos de grãos aumentando a resistência à fluência.

Também diminuem a formação de trincas e porosidades em fundidos por

diminuírem a faixa de temperaturas de solidificação. As ligas de magnésio

com terras raras têm sido amplamente estudadas nos últimos anos visando o

melhoramento das propriedades mecânicas em solicitações a altas

temperaturas como materiais estruturais na indústria automobilística e

aeroespacial.

Silício

Aumenta a fluidez do banho aumentando a fundibilidade, porém, diminui a

resistência à corrosão com ferro presente.

Prata Facilita o tratamento de envelhecimento.

Tório

Aumenta a resistência à fluência em temperaturas até 370ºC e melhora a

soldabilidade de ligas contendo zinco.

Cálcio

É adicionado imediatamente antes do vazamento em fundidos para redução

de oxidação da liga. Atua também como redutor da oxidação no tratamento

térmico. Age ainda como refinador de grão.

Berílio

Apresenta pequena solubilidade porém, adições na ordem de 0,001% em

peso, diminuem a tendência à oxidação superficial durante processos de

fusão. Pode promover o crescimento de grão em ligas fundidas em areia

Manganês

Adições de manganês não afetam a resistência máxima porém, resultam um

pequeno aumento na tensão de escoamento. A função princ

ipal é aumentar

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

a resistência à corrosão em água do mar em ligas Mg-Al e Mg-Al-Zn por

combinar-se com ferro e outros metais pesados.

Zircônio

O zircônio tem efeito de refinador de grão em ligas de magnésio. Acredita-

se que a proximidade do parâmetro de rede do zircônio com magnésio

permite que precipitados ricos em zircônio formados durante a

solidificação, atuem como local de nucleação heterogênea para o magnésio.

Ítrio

Apresenta solubilidade de até 12,4% em peso com magnésio. É adicionado

em conjunto com outras terras raras para aumentar a resistência à fluência

em temperatura até 300ºC.

Estanho

Quando utilizado em conjunto com alumínio, aumenta a ductilidade da liga

e facilita o forjamento, pois diminui a tendência a trincas a quente

Ferro, cobre e níquel – diminuem drasticamente a resistência à corrosão. São tidos

como impurezas na liga.

3.9.2 Classificação e nomenclatura das ligas

As ligas de magnésio são classificadas pela ASTM (American Society of Testing and

Materials) seguindo uma designação própria, dividida em quatro partes. A primeira parte,

composta de duas letras, indica os dois principais elementos de liga. A segunda parte, com

dois números, indica o percentual desses dois elementos. Se existirem duas ligas com

características iguais, a terceira parte designa um número seqüencial por ordem de patente. A

quarta e última parte, indica o tratamento térmico ou mecânico empregado.

Já o sistema de numeração unificado (UNS) reserva as designações de M10001 até

M19999 para as ligas de magnésio.

O sistema de classificação da ASTM possui as designações definidas conforme

definido pelas Tabelas abaixo (ASM 1990)

. A Tabela 3.4 mostra a primeira parte da

classificação referente aos elementos de liga.

Tabela 3.4. Primeira parte (elementos de liga):

A: Alumínio B: Bismuto C: Cobre D: Cádmio

E: Terras raras F: Ferro G: Magnésio H: Tório

K: Zircônio L: Lítio M: Manganês N: Níquel

P: Chumbo Q: Prata R: Cromo S: Silício

T: Estanho W: Ítrio Y: Antimônio Z: Zinco

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A segunda parte indica a quantidade em percentual dos dois principais elementos de

liga. A Tabela 3.5 se refere à terceira parte que distingue ligas com o mesmo teor de

elementos de liga.

Tabela 3.5. Terceira parte: Distinção de ligas com o mesmo teor de elementos de liga.

A: Primeira liga registrada na ASTM.

B: Segunda liga registrada na ASTM.

C: Terceira liga registrada na ASTM.

D: Liga de alta pureza.

E: Liga de alta resistência à corrosão.

X1: Liga não registrada na ASTM.

A Tabela 3.6 mostra a quarta parte da classificação que indica o tipo de tratamento

térmico ou mecânico.

Tabela 3.6. Quarta Parte: Condição do tratamento térmico ou mecânico

Não tratado.

Recozido.

H10 e H11

Levemente encruado.

H23, H24 e H26

Encruado e parcialmente recozido.

Tratamento térmico de solubilização.

Envelhecido artificialmente.

Tratamento térmico de solubilização e envelhecido artificialmente.

Tratamento térmico de solubilização, trabalhado a frio e envelhecido

artificialmente.

Exemplo:

Liga AZ91A-T6

AZ : significa que o alumínio e o zinco são os dois principais elementos de liga.

91 : indica os percentuais de alumínio (9%) e zinco (1%) presentes na liga.

A : indica que esta liga foi a primeira a ser registrada na ASTM com estas quantidades

de alumínio e zinco.

T6 : indica que a liga sofreu tratamento térmico de solubilização e foi envelhecida

artificialmente.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

3.10 Desenvolvimento de ligas de magnésio resistentes a altas temperaturas

Historicamente, as ligas binárias de Mg-Al foram as primeiras a serem desenvolvidas.

O alumínio adicionado no magnésio melhora a fundibilidade, aumentando a fluidez e

o intervalo de solidificação, melhora as propriedades de tração em temperatura ambiente

através de endurecimento por solução sólida e precipitação do intermetálico Mg

. Dentre

as ligas desse sistema, destacam-se a AM60 e AM100 amplamente utilizadas na indústria

automotiva.

A adição de zinco no sistema Mg-Al promove melhoria na resistência mecânica da

liga em temperatura ambiente e também ajuda a superar o prejudicial efeito corrosivo das

impurezas de ferro e níquel que podem estar presentes na liga (Wang, Wang et al. 2003).

Atualmente, a liga AZ91 é a mais utilizada e responde por aproximadamente 90% de todo o

fundido de magnésio produzido no mundo (Guangyin, Yangshan et al. 2000).

Embora ofereçam boas condições de propriedades mecânicas, exibindo tensões de

escoamento na temperatura ambiente na ordem de 100 - 150 MPa, resistência à corrosão e

excelentes propriedades de fundibilidade, essas ligas são todas propensas a excessivas

deformações por fluência mesmo quando expostas a baixos níveis de carregamento em

temperaturas acima de 100ºC. Sua resistência à fluência é menor do que 20 MPa em

temperaturas acima de 150ºC (Gao, Zhu et al. 2005).

Nos últimos 30 anos diversos trabalhos foram publicados visando o desenvolvimento

de ligas de magnésio para aplicações em altas temperaturas.

A interpretação predominante na literatura quanto ao motivo da baixa resistência à

fluência para essas ligas sugere a precipitação descontínua nos contornos da fase β-Mg

de baixo ponto de fusão (437ºC), podendo prontamente sofrer amolecimento e engrossamento

devido ao aceleramento do processo de difusão pelo aumento da temperatura, resultando no

enfraquecimento dos contornos de grão (Jing, Yangshan et al.; Pettersen, Westengen et al.

1996; Dargush, Dunlop et al. 1997; Lu, Wang et al. 1999; Guangyin, Yangshan et al. 2001;

Mordike 2002; Moreno, Nandy et al. 2003; Anyanwu, Gokan et al. 2004).

A Figura 3.7 mostra uma microestrutura típica de uma liga AZ91D utilizada em

fundição sob pressão que consiste na fase β-Mg

(escura) distribuída ao longo dos

contornos de grãos.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 3.7. Microestrutura típica de uma liga AZ91D utilizada em Fundição sob Pressão.

Adapatado ((Song, Atrens et al. 1998)

3.11 O sistema Mg-Si

Uma solução para melhorar as propriedades em altas temperaturas, é desenvolver ligas

onde fases secundárias termicamente estáveis se formam entre os grãos e impedem o

deslizamento de grão.

Estudos anteriores mostraram que a adição de silício em ligas do sistema Mg-Al-Zn

pode produzir melhorias substanciais nas propriedades mecânicas. A adição de silício causa

um aumento na fluidez do metal fundido. A formação do composto intermetálico Mg

Si pela

adição de silício exibe alto ponto de fusão (1085°C), alta dureza (460 HV

0,3

), baixa densidade

(1,9 g/cm

), alto módulo de elasticidade (120 GPa), e baixo coeficiente de expansão térmica

(7,5 x 10

-6

-1

). Essa fase intermetálica, muito estável e presente nos contornos, impede o

deslizamento de grãos em altas temperaturas (Yuan, Liu et al. 2002; Guangyin, Manping et al.

2003; Evangelista, Gariboldi et al. 2004).

A liga AS41A foi desenvolvida pela Volkswagen, especialmente pela sua propriedade

de resistência à fluência, para produção de seus cárters. Mais tarde, desenvolveu também a

liga AS21, também amplamente utilizada (Street 1986).

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Estudos comparativos foram realizados entre a liga com alto teor de alumínio (AZ91)

e a liga AS21, com melhores resultados para a liga AS21 em ensaios de fluência com

carregamentos constantes de 30 e 40 MPa em temperaturas entre 125ºC e 175ºC, conforme

mostrado na Figura 3.8 (Dargush, Dunlop et al. 1997; Zhang 2005).

Figura 3.8. Comparação da liga AS21 com AZ91 em relação a resistência a fluência na

temperatura de 125°C, com carga constante de 30 e 40 MPa. (Adapatado Dargush et al.

1997).

Apesar desses avanços e dos bons resultados de resistência à fluência, as ligas AS21 e

AS42 mostram baixas propriedades de fundibilidade e insuficiente resistência à corrosão, de

acordo com as novas exigências do mercado.

As ligas de magnésio contendo silício têm seu uso limitado ao processo de fundição

sob pressão, o qual possui uma alta taxa de solidificação, uma vez que os compostos Mg

são propensos a engrossamentos indesejáveis e à formação de partículas tipo “caracteres

chineses”, sob condições de baixas taxas de resfriamento, que prejudicam as propriedades

mecânicas (Yuan, Liu et al. 2002).

Evangelista (Evangelista, Gariboldi et al. 2004), realizou modificações na liga AS21

adicionando pequenas quantidades de terras raras e com tratamentos térmicos de

envelhecimento, visando melhorar sua resistência à corrosão e à fluência em temperaturas de

150°C, mas as tensões aplicadas nesses casos ficaram em torno de 100 MPa.

Cálcio e antimônio têm-se mostrado eficientes refinadores de partículas do tipo

“caracteres chineses” para essas ligas, promovendo melhorias efetivas nas propriedades de

tração principalmente em aplicações de processos de fundição em molde permanente ou

fundição em areia (Yuan, Liu et al. 2002).

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

3.12 O sistema Mg-Zn-Al

Outra solução para melhorar o desempenho em altas temperaturas é desenvolver novas

ligas que não contenham quaisquer partículas β−Mg

na microestrutura. A adição de

zinco na liga binária Mg-Al tem mostrado uma completa eliminação da fase β−Mg

, e as

ligas resultantes Mg-Zn-Al (ZA) possuem uma resistência à fluência melhorada (Zhang, Guo

et al.).

No início dos anos 70 ocorreram os primeiros registros de ligas de magnésio

desenvolvidas com alto teor de zinco e baixas quantidades de alumínio. Três ligas

experimentais foram desenvolvidas pela NL Industries (ZA124; ZA102+0.3Ca e AZ88)

(Zhang, Tremblay et al. 2004).

Resultados experimentais mostraram que a adição de pequena quantidade de cálcio

nessas ligas melhora sua resistência à fluência, sendo que a liga ZA102+0.3Ca apresentou

resultados melhores do que a liga ZA124 e similares à liga AS21. Pesquisas com ligas da série

ZA, objetivando uma melhor compreensão do sistema ternário Mg-Zn-Al e também maior

resistência da liga em altas temperaturas, registraram a formação de partículas

τ(Mg

(Al,Zn)

), ε(MgZn) e ϕ(Mg

). Dessa forma, a resistência à fluência se deve à

formação dessas partículas de segunda fase distribuídas no espaçamento interdendrítico e ao

longo dos contornos de grão. Observações por microscopia ótica e por microscopia eletrônica

de varredura revelaram que essas estruturas intermetálicas manifestam diferentes

características cristalográficas, que variam de acordo com a relação entre as concentrações de

zinco e alumínio (Zhang, Guo et al.; Bourgeois, Muddle et al. 2001; Zhang, Tremblay et al.

2004).

3.13 O sistema Mg-Al-Ca-Sr

A adição de metais alcalinos terrosos (Ca – Sr), tem sido registrada em diversos

trabalhos e é considerada como alternativa para ligas de magnésio resistentes a altas

temperaturas, devido à formação de compostos intermetálicos altamente estáveis.

Embora o sistema Mg-Ca-Zn tenha atingido bons resultados em testes de fluência, e a

adição de zircônio e neodímio nessas ligas tenha desenvolvido endurecimento por

precipitação, melhorando as propriedades mecânicas (Gao, Zhu et al. 2005), a ausência do

alumínio limita seu uso aos processos de fundição com sistemas de baixa pressão, uma vez

que a ausência desse deteriora sensivelmente as propriedades de fundibilidade da liga.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

O cálcio é um material barato, com uma densidade menor até do que o magnésio (1,55

g/cm

), e oferece um efeito benéfico sobre a resistência à oxidação, fornecendo melhorias no

manuseio da liga fundida (You, Park et al. 2000). Pesquisas anteriores mostraram que o efeito

da adição de cálcio na microestrutura na liga AZ91 resulta em um refinamento da estrutura e

na redução da fase β−Mg

e forma o composto Al

Ca. O limite de resistência à tração e

enlongação é reduzido em temperatura ambiente e o limite de resistência à tração na

temperatura de 150ºC aumenta com o acréscimo da quantidade de cálcio na liga (Qudong,

Wenzhou et al. 2001).

Trabalhos recentes mostraram que as ligas do sistema Mg-Al-Ca e Mg-Al-Sr também

ofereceram bons resultados em ensaios de fluência. Os trabalhos de Jing (Jing, Yangshan et

al.; Jing, Yangshan et al. 2006), ajudaram a compreender esses sistemas avaliando a formação

de microestruturas e propriedades mecânicas. Em seus experimentos os autores realizaram

testes de fluência variando a concentração de alumínio entre 4 a 7%, e mantendo constante a

concentração de cálcio e estrôncio em 1%, encontrando uma composição otimizada entre 5 a

6% de alumínio com propriedades mecânicas superiores em altas temperaturas, enquanto que

altas concentrações de alumínio resultam em notável degradação das propriedades de

fluência.

A influência do estrôncio e cálcio nesses sistemas também foi investigada, mantendo

constante a concentração de alumínio em 4%, observando concentrações otimizadas entre 1 e

2% de estrôncio onde os efeitos benéficos são significativos em testes de fluência. Nesses

sistemas não foi encontrada a fase β−Mg

responsável pela diminuição da resistência das

ligas de Mg-Al em altas temperaturas. A presença de dois tipos de intermetálicos (Al

Sr e

Sr), entre os contornos de grãos fornece o efeito de “clipagem” (pinning) entre eles,

dificultando o deslizamento. Não foi observada variação morfológica dessas fases após

ensaios de fluência, o que indica que as mesmas são estáveis em altas temperaturas.

3.14 O sistema Mg-RE (magnésio – terras raras)

As primeiras aplicações de ligas de magnésio com metais terras raras surgiram no fim

da Segunda Guerra Mundial devido à necessidade do desenvolvimento de ligas ultraleves para

aplicações principalmente na indústria da aeronáutica e aeroespacial.

Inicialmente, metais terras raras eram usados como elementos de liga no magnésio na

forma de

mishmetal

, onde o principal constituinte era o cério. Naquela época, acreditava-se

que as propriedades das diferentes terras-raras eram todas iguais. Esse entendimento supunha

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

que o efeito de cério e

mishmetal

no magnésio eram praticamente os mesmos. Investigações

posteriores mostrando efeitos de

mishmetal

e cério no magnésio revelaram que esse ponto de

vista estava incorreto. Muitas ligas de magnésio com terras raras separadas foram então

desenvolvidas e muitas outras são ainda objeto de estudos. Ligas de magnésio comerciais

contêm principalmente

mishmetal

consistindo substancialmente de cério e lantânio (maioria

das ligas desenvolvidas), neodímio e ítrio. As ligas contendo ítrio são as mais recentes

desenvolvidas. No mundo ocidental, as ligas desenvolvidas ao longo do tempo e utilizadas na

indústria estão descritas pelas normas ASTM. A maioria delas foram planejadas para

fundidos. As ligas para fundição são caracterizadas por diferentes propriedades mecânicas e

de fundibilidade. Há diferenças substanciais nos seus custos, de acordo com o tipo de metais

terras raras na sua composição (Rokhlin 2003).

Dentre as ligas desenvolvidas, uma das mais recentes é a liga WE54A, cuja principal

característica é a presença de ítrio como elemento de liga dominante. Sua principal vantagem

é a alta resistência mecânica em temperaturas elevadas. Sugere-se a utilização da liga após

tratamento de resfriamento brusco, a partir de 525ºC por 8 horas, em água quente ou polímero

seguido por envelhecimento a 250ºC por 16 horas. Essa liga mostra boa soldabilidade,

fundibilidade e resistência à corrosão, além de poder ser fundida sem dificuldades

substanciais em seções finas. Outra liga desenvolvida para fundidos é a liga AE42 que

apresenta retenção de propriedades de resistência em temperaturas moderadamente

elevadas.(Rokhlin 2003).

Pettersen (Pettersen, Westengen et al. 1996), estudou o sistema AE em ligas de

magnésio e concluiu que a razão para o aumento da resistência à fluência dessa liga em

relação às demais ligas de outros sistemas, se deve à formação de partículas Al

ramificadas, que se formam nos contornos de grãos produzindo o efeito “pinning” dos

mesmos. Ele concluiu que essa fase é estável em temperaturas próximas de 150ºC, uma vez

que seu ponto de fusão é altamente elevado (acima de 1200ºC), e que por conseqüência, a

difusão seria menor em relação às demais fases nessa mesma faixa de temperatura. Em

comparação ao sistema AS, cuja resistência à fluência se deve à formação de partículas Mg

nos contornos, o sistema AE oferece melhores resultados devido à diferença entre a

morfologia das fases, já que as partículas Mg

Si não possuem a forma ramificada, e devido ao

fato de que nenhum alumínio será ligado ao silício com a adição do mesmo, aumentando

assim a precipitação da fase β−Mg

. Para esse autor, quando a relação de RE/Al ficar

acima de 1,4, todo alumínio se ligará com terras raras e novas fases poderão se formar, tanto

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

fases do sistema Al-RE, ricas em terras raras, quanto a fase Mg

RE poderão ser encontradas

na liga. A precipitação de Mg

RE deve fortalecer a liga e o seu alto ponto de fusão

(aproximadamente 600ºC), torna-a mais estável do que a fase β−Mg

em temperaturas

elevadas. Um possível problema pode ser o engrossamento das ramificações que podem

diminuir a ductilidade da liga. Uma solução para isso seria reduzir a quantidade de alumínio

para evitar a precipitação de β−Mg

. Infelizmente, isso diminui a fundibilidade da liga.

Outra opção para impedir a precipitação de β−Mg

sem diminuir a concentração de

alumínio, seria remover toda a segregação de alumínio no fundido por tratamento de

homogeneização antes do seu uso. Sem segregação haverá uma concentração homogênea de

alumínio abaixo de 3% na liga, e a força motriz para a precipitação seria muito pequena.

Apesar das observações de Pettersen, trabalhos posteriores constataram ainda a

diminuição da resistência à fluência das ligas AE acima de 150ºC. Nessa temperatura, a

decomposição da fase Al

para Al

RE e dessa para Mg

tem sido registrada em

inúmeros trabalhos (Moreno, Nandy et al. 2001; Powell, Rezhets et al. 2002; Moreno, Nandy

et al. 2003; Anyanwu, Gokan et al. 2004; Xue, Sun et al. 2005; T. Rzychoń 2006).

O sistema Mg-Al-Zn-Ca-RE (onde terras raras são adicionadas na forma de

mishmetal

), foi estudado por Anyanwu (Anyanwu, Gokan et al. 2004), visando satisfazer duas

grandes necessidades: desenvolver ligas resistentes à fluência em altas temperaturas e com

excelentes propriedades de fundibilidade para fundição sob pressão. Observações detalhadas

na microestrutura dessas ligas revelaram que além do composto Al

Ca, dois outros tipos de

compostos Al-RE também se cristalizam, o composto acicular Al

e partículas Al

RE.

Investigações posteriores sobre a concentração de terras raras em compostos Al-RE,

revelaram que os compostos Al

RE tem concentração de cério maior do que nos outros

compostos, por outro lado, nos compostos aciculares Al

foi observada uma maior

concentração de lantânio. Em vista disso, e também pelo fato de perceberem que os

compostos aciculares se formavam cruzando os grãos, nos contornos e mesmo dentro de grãos

sendo conseqüentemente obstáculos muito efetivos para o deslizamento de grãos e movimento

de discordâncias, sugeriram a substituição em

mishmetal

rico em cério para lantânio. No seu

trabalho foi realizado um estudo comparativo entre as ligas ZAXE0613 (onde terra raras é

adicionado na forma de

mishmetal

), e ZAXLa0613 (somente lantânio como elemento terra

rara). Comparando as estruturas, eles verificaram um aumento da cristalização de compostos

aciculares na liga ZAXLa0613 em relação à liga ZAXE0613. Isso ocorre porque todos os

átomos de lantânio são utilizados na formação do composto Al

, enquanto que na liga

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

ZAXE0613, boa parte dos átomos de mishmetal é utilizado na formação de partículas Al

RE e

também de Al

. Uma vez que a concentração de cálcio nas duas ligas é a mesma, os

melhores resultados em testes de fluência da liga com lantânio se devem à cristalização de

uma grande quantidade de compostos aciculares para essa liga em relação à liga com

mishmetal

rico em cério. A Figura 3.9 mostra curvas de fluência das ligas estudadas

comparando com outras ligas de magnésio e uma liga de alumínio ADC12, usualmente

utilizada em caixas de transmissões automáticas, indicando que a liga ZAXLa0613 pode ser

usada para essas aplicações.

Figura 3.9. Curvas de fluência comparando as ligas ZAXE05613 e ZAXLa05613. As linhas

tracejadas correspondem a curvas teóricas de ligas outras ligas de magnésio e da liga de

alumínio ADC12. (Adaptado Anyanwu et al, 2004)

A Figura 3.10 mostra que uma melhoria mais substancial entre essas ligas é obtida em

testes de fluência em condições ainda mais drásticas com temperatura em 200ºC. A presença

de cálcio forma o composto estável Al

Ca que ajudam a estabilizar a microestrutura da liga.

Numerosas discordâncias foram observadas por microscopia eletrônica de transmissão, em

torno dos compostos aciculares Al

, mas não foi observada nenhuma indicação de

decomposição mesmo depois de ensaios prolongados de fluência (1200h) sob severas

condições de temperatura e carregamento (175ºC e 50 MPa). Os compostos Al

são

aparentemente mais estáveis termicamente do que Al

, os quais contem diferentes

átomos de terras raras tais como cério e neodímio que podem prontamente formar compostos

RE sob severas condições de fluência. A Figura 3.11 mostra esquematicamente as razões

pela qual a liga ZAXLa0613 é mais resistente à fluência do que a liga ZAXE0613.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 3.10. Curvas de fluência para efeito de comparação entre as ligas ZAXE0613 e a liga

ZAXLa0613. (adaptado: Anyanwu et al, 2004)

Figura 3.11. Modelo da microestrutura da liga ZAXLa05613: A

representa compostos

que cristalizam cruzando os grãos, A

representa compostos Al

que cristalizam

ao longo dos grãos, A3 representa compostos Al

que cristalizam dentro dos grãos e B

representa compostos de Al

Ca. (Adaptado Anyanwu et al, 2004)

A adição de lantânio promoveu a formação de uma grande quantidade de compostos

aciculares Al

que cristalizam cruzando os grãos, nos contornos de grãos e dentro dos

grãos. As partículas que cruzam os grãos promovem o efeito de “pinning” unindo dois grãos

vizinhos e isso controla simultaneamente o deslizamento de grãos e impede o movimento de

discordâncias nas vizinhanças do contorno de grão.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

3.15 Solidificação

A compreensão dos fenômenos envolvidos durante o processo de solidificação das

ligas metálicas adquire uma importância significativa uma vez que, com exceção dos artigos

produzidos por técnicas de metalurgia do pó, todos os demais passam por esse processo.

Após fusão e solidificação, as ligas metálicas são geralmente utilizadas em uma das

quatro condições:

 Bruto de fusão;

 tratado termicamente depois de fundido;

 trabalhado mecanicamente depois de fundido e

 trabalhado e tratado termicamente.

Em todos os casos, o processo de solidificação tem uma influência significativa sobre

as propriedades mecânicas não somente no caso de peças de fundição que já apresentam

necessariamente a estrutura de forma definitiva, mas também naqueles produtos que serão

trabalhados mecanicamente. Mesmo que determinados defeitos desapareçam

macroscopicamente com o processo de deformação ou tratamentos térmicos, geralmente a

maioria deles é conduzida até o produto acabado (Quaresma 2000). As propriedades

mecânicas de um componente fundido estão relacionadas com os tipos de microestruturas

presentes, formadas durante o processo de solidificação e de fatores tais como o tamanho de

grão, porosidades, tamanho, forma e distribuição das inclusões, heterogeneidades de

composição química, presença de partículas de segunda fase, etc.

O tipo de microestrutura formada está diretamente ligado às modificações da interface

sólido/líquido (S/L), que pode passar de interface plana para celulares e dendríticas. Após o

processo de nucleação e durante o processo de crescimento, pode ocorrer a instabilidade da

interface plana provocada pela segregação de soluto ou solvente, com aumento dos seus

teores à frente da interface durante o processo de solidificação. Esse fenômeno de segregação

de soluto ou solvente à frente da interface S/L, juntamente com condições térmicas

favoráveis, conduzem ao fenômeno responsável pela instabilidade da interface planar,

conhecido como super-resfriamento constitucional. Dessa forma, o super-resfriamento

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

constitucional, a velocidade da isoterma

liquidus

(

), o gradiente de temperaturas (

) no

líquido e o teor de soluto são de extrema importância para as transições microestruturais que

ocorrem a partir da interface de solidificação (Rocha 2003).

A Figura 3.12 mostra a variação dos tipos de estruturas durante a solidificação.

Figura 3.12. Variação dos tipos de estruturas formadas durante processo de solidificação de

um composto orgânico CBr

: a) Celular, b) transição celular/dendrítica e c) dendrítica

(Garcia, 2001)

3.16 Macroestruturas de solidificação

A macroestrutura de solidificação de peças fundidas ou lingotes pode apresentar-se na

forma de grãos completamente colunares ou totalmente equiaxiais, dependendo da

composição química da liga e das condições de solidificação. A forma estrutural mais

complexa é composta pelas duas zonas (equiaxial + colunar). Esta forma mista de

solidificação ocorre quando os grãos equiaxiais encontram condições de nuclear e crescer no

seio do líquido, à frente da fronteira colunar de crescimento, provocando a transição colunar-

equiaxial (TCE). A previsão dessa transição é de grande interesse na programação das

propriedades mecânicas de produtos fundidos (Garcia 2005).

Na macroestrutura de lingotes, geralmente encontram-se essas diferentes estruturas

distribuídas de forma bastante característica, sendo uma região periférica em contato direto

com o molde, formada de grãos equiaxiais de granulometria reduzida, seguida de uma região

intermediária de grãos alongados unidirecionalmente, conhecida por grãos colunares, e por

fim uma região central de grãos equiaxiais de tamanho maior aos encontrados na periferia

(Boeira 2002), conforme arranjo esquematizado da Figura 3.13.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 3.13. a) Representação esquemática das diferentes zonas macroestruturais. b)

Macroestrutura de um lingote de alumínio de seção quadrada. (Garcia, 2001)

3.17 Zona Coquilhada

De modo geral, quando o metal líquido é vertido em um molde qualquer, a porção do

metal líquido que primeiro entra em contato com as paredes frias da lingoteira é rapidamente

super-resfriada . Isso ocorrerá tão mais rapidamente quanto maior a difusividade de calor do

molde. Nessa fina camada de líquido super-resfriado ocorre uma alta freqüência de nucleação

dos grãos cristalinos com orientação aleatória. Essa camada de pequenos grãos finamente

dispersos e localizada na superfície do lingote é denominada de zona coquilhada. O tamanho

dessa zona depende de uma série de fatores, dentre os quais pode-se citar as propriedades

termofísicas do material do molde, o coeficiente de transferência de calor metal/molde, e a

temperatura de vazamento do metal líquido. Analisando-se ainda o mesmo vazamento e após

o surgimento de uma primeira casca sólida, os únicos grãos que se desenvolverão serão

aqueles que estarão crescendo a partir das paredes do molde e em direção ao líquido. Desses

grãos, aqueles que tiverem direções de crescimento mais coincidentes com a direção de

extração de calor, ou seja, perpendicularmente à parede do molde, crescerão de forma seletiva

porque a direção preferencial de crescimento dendrítico é próxima dessa direção. Os grãos

que não tiverem direções favoráveis de crescimento serão bloqueados e impedidos de

continuarem a crescer, originando uma região denominada de zona colunar (Garcia 2001).

3.18 Zona Colunar

O calor latente de solidificação liberado, associado ao calor que flui do líquido

aquecido em direção ao molde, remove o super-resfriamento do metal líquido inicialmente

existente nas proximidades das paredes, diminuindo drasticamente a taxa de resfriamento.

Como o líquido no centro do lingote está a temperaturas acima da temperatura de fusão não

poderá ocorrer a formação de grãos nessa região nesses instantes iniciais, conseqüentemente,

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

os únicos grãos que poderão se desenvolver são aqueles que estão crescendo a partir das

paredes dos moldes e em direção ao líquido no centro do lingote.

Conforme a dendrita se desenvolve, ocorre um engrossamento do tronco solidificado

da dendrita. A forte orientação dos grãos colunares, favorecida pelo gradiente térmico no

líquido, induz a um crescimento acelerado também nos braços terciários ao longo da

ramificação primária, de tal forma que eles podem se desenvolver na forma de primários

(Boeira 2002).

O aumento da taxa de resfriamento ocasiona um aumento do comprimento e uma

diminuição da espessura dos grãos colunares. Ares (Ares, Gueijman et al. 2002), correlaciona,

através de modelagem semi-empírica do crescimento colunar, comprimento dos grãos

colunares com posições das isotermas

solidus

liquidus

no momento da transição colunar

equiaxial e a espessura da coluna com a taxa de resfriamento através das seguintes equações:

−

•

⋅=

onde:

λ : espessura do grão colunar (m);

a e b : constantes determinadas experimentalmente;

•

: Taxa de resfriamento (°C/min)

(

)

TCE

TCEcol

XXCXL −−=

onde:

col

: comprimento da zona colunar (m)

TCE

X : posição da isoterma liquidus no momento da transição colunar/equiaxial (m);

TCE

X : posição da isoterma solidus no momento da transição colunar/equiaxial (m);

: Constante determinada experimentalmente

3.19 Zona equiaxial

O crescimento dos cristais colunares em direção ao centro do lingote continua

enquanto o calor é progressivamente retirado por condução através do sólido e conduzido ao

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

molde. Por outro lado, o líquido na região central do lingote também pode tornar-se super-

resfriado tanto por efeito térmico quanto constitucional, e se isso ocorrer, qualquer embrião de

sólido que surgir pode crescer aleatoriamente, na forma de cristais conhecidos como

equiaxiais. Dessa forma, o crescimento da zona colunar pode ser bloqueado pela formação de

uma zona equiaxial central. Os núcleos geradores dos grãos equiaxiais têm várias origens,

mas só podem crescer após o líquido atingir nas regiões centrais temperaturas abaixo da

liquidus

Um primeiro mecanismo refere-se à sobrevivência de cristais coquilhados e

ramificações dendríticas que se rompem e que são trazidas pela ação convectiva até o centro

dos lingotes.

Um segundo mecanismo localiza a origem dos cristais equiaxiais nas dendritas da

zona colunar. O crescimento dendrítico é acompanhado de um gradiente de concentração de

soluto, ou seja, para k<1, a primeira porção de sólido formado tem menor concentração de

soluto do que as que se sucedem, o que provoca uma menor concentração de soluto no centro

da ramificação e que vai crescendo progressivamente. Essa heterogeneidade química pode

levar à refusão de ramificações dendríticas laterais. As porções do cristal que têm

concentrações de soluto mais elevadas, têm também temperatura

liquidus

mais baixas, o que

pode facilitar a refusão localizada. A ramificação dendrítica principal cresce rejeitando o

soluto ao seu redor, de tal forma que, quando as ramificações laterais surgem, elas crescem

em contato com um líquido de elevada concentração de soluto e cujo grau de super-

resfriamento é até superior àquele verificado no líquido situado na ponta da ramificação

principal. As ramificações laterais são inicialmente muito finas e crescem muito rapidamente,

e são também mais ricas em soluto do que a ramificação principal. Uma vez ultrapassada a

camada de líquido enriquecido de soluto, a velocidade de crescimento dessas ramificações

laterais diminui, e tem início o fenômeno de engrossamento desses braços dendríticos, que

podem ficar ligados à ramificação principal por uma seção menos espessa e que tem

concentração de soluto maior do que a ramificação principal. O calor latente liberado nessas

regiões de junção das ramificações pode ser suficiente para aquecer o líquido acima da

temperatura

liquidus

dessas seções mais finas, o que permite sua refusão e a separação da

ramificação lateral do corpo da dendrita. Os cristais destacados dessa forma podem ser

transportados por convecção e se constituírem em sementes geradoras da zona equiaxial.

Um terceiro possível mecanismo consiste na formação de cristais equiaxiais a partir de

núcleos formados na superfície superior do lingote. O líquido em contato com o meio

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

ambiente perde calor por radiação e fica super-resfriado termicamente, permitindo a

nucleação de pequenos cristais, que decantam caso tenham maior densidade do que o líquido.

Esses cristais continuam a crescer à medida que o líquido continua o seu processo de

resfriamento.

Alguns fatores podem favorecer a sobrevivência das ramificações dendríticas que

foram destacadas do crescimento colunar e os cristais coquilhados arrastados pelas correntes

de convecção e, conseqüente aumentar o tamanho da zona equiaxial, quais sejam:

Baixos superaquecimentos – valores elevados favorecem a refusão dos cristais e

ramificações;

Ligas de grandes intervalos de solidificação – maiores intervalos de solidificação, ou

qualquer outro fator que provoque um distanciamento entre as pontas e as raízes das

dendritas, induzem a um maior comprimento dendrítico e ficam mais sujeitas às

fragmentações.

Molde de difusividade de calor mais baixa – como por exemplo a areia, que quando

comparada a moldes metálicos, induz a gradientes térmicos menores na zona pastosa,

favorecendo o crescimento de dendritas mais longas.

Movimento convectivo intenso – a ação das correntes convectivas contribui na

fragmentação das ramificações dendríticas (Garcia 2001).

3.20 A transição colunar-equiaxial (TCE)

Peças fundidas ou lingotes de materiais metálicos podem apresentar estruturas

completamente colunares ou completamente equiaxiais, dependendo das condições químicas

da liga e das condições de solidificação. Entretanto, o mais comum é a ocorrência de uma

estrutura mista contendo grãos colunares e equiaxiais e a transição entre essas duas

morfologias dá-se em uma faixa estreita (Siqueira Filho 2002)

Essa forma estrutural mista só acontece se for possível nuclear e crescer grãos

equiaxiais à frente da interface colunar de crescimento, provocando uma transição entre os

modos de crescimento.

A transição colunar-equiaxial (TCE), tem sido objeto de inúmeros estudos nas últimas

décadas, uma vez que é de fundamental importância a compreensão das relações entre

variáveis de solidificação e a estrutura resultante para o desenvolvimento de melhorias de

processo para obtenção de peças de alta qualidade. A previsão das distintas estruturas, tais

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

como zona colunar e equiaxial é de grande interesse para a avaliação e projeção das

propriedades mecânicas dos fundidos (Cante, Cruz et al. 2007).

No aspecto experimental, a técnica da solidificação unidirecional tem sido bastante

utilizada em estudos de caracterização de aspectos da macroestrutura, da microestrutura e de

análise da segregação de soluto.

3.21 Critérios para Transição Colunar-Equiaxial

A literatura mostra indicações de que a competição entre esses dois tipos de

crescimento é fundamentalmente governada pelas condições do sistema metal/molde, tais

como: composição da liga, densidade de núcleos no volume de metal líquido, difusividade de

calor do material do molde, aquecimento do molde, coeficiente de transferência de calor da

interface metal molde e convecção do metal líquido.

Os principais fatores que influenciam na transição colunar-equiaxial podem ser

resumidos da seguinte forma:

 Superaquecimentos crescentes quando não impedem completamente a formação de

zona equiaxial, podem retardar a transição colunar-equiaxial, aumentando dessa forma

o comprimento relativo da zona colunar. O aquecimento do molde pode provocar

efeito semelhante.

 A capacidade de resfriamento na interface metal molde, traduzida pelo coeficiente

de transferência de calor h

, influi retardando a transição para valores de h

mais

elevados.

 Taxas de resfriamento mais elevadas favorecem o aumento da zona colunar.

Examinando-se dois processos bastante distintos, como por exemplo a fundição

contínua de fitas metálicas em rolos refrigerados e a fundição em molde de areia, vê-se

que o coeficiente de transferência de calor metal/molde, no primeiro processo, é

bastante elevado, assim como G

e V, o que indica a predominância de estrutura

colunar, a menos que se disponha de um refinador de grãos de extrema eficiência. Já

no caso de fundição de areia dá-se o reverso, com valores de gradiente e velocidade

bastante baixos, indicando que a estrutura equiaxial pode prevalecer mesmo sem a

ação de refinadores eficientes.

 O teor de soluto na composição química da liga atua no sentido de favorecer a

transição à medida que é aumentado, até um limite em que impede completamente a

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

presença da zona colunar. Podem ocorrer exceções como o caso de teor de carbono no

aço (Garcia 2001).

A quantificação dessa transição exige uma investigação mais aprofundada dos

mecanismos físicos envolvidos.

Flood e Hunt (S.C. Flood 1988), apresentaram um modelo mais efetivo para a

transição colunar-equiaxial baseado em expressões analíticas em relação a gradientes

térmicos, velocidade de solidificação, composição química e parâmetros de nucleação.

Segundo esse modelo, se a distância média de crescimento da dendrita colunar fosse

maior do que o diâmetro do grão equiaxial, haveria suficiente direcionalidade para determinar

parcialmente o crescimento colunar. As expressões sínteses desse modelo são dadas por:

Estrutura completamente colunar:

( )

(

)

( )

NG ∆













∆

−>

3/1

1100617,0

Estrutura completamente equiaxial

( )

(

)

( )

NG ∆













∆

−<

3/1

1617,0

sendo:

G: gradiente de temperatura na interface (K/m)

: densidade dos sítios de nucleação (1/m

)

∆T

: super-resfriamento na frente colunar (K)

∆T

: super-resfriamento efetivo nos sítios de nucleação (K)

V: velocidade de crescimento da frente colunar (m/s)

: composição da liga (% em peso)

Sendo ∆T

dado por:

2/1

)18

























−Γ−=∆

kmT

Γ = coeficiente de Gibbs-Thomson (K m)

k = coeficiente de distribuição de soluto

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

D = coeficiente de difusão no líquido (m

/s)

m = inclinação da linha liquidus (K / % em peso)

Siqueira Filho (Siqueira Filho 2002) na sua tese de doutorado faz um estudo sobre

diversos trabalhos de pesquisa que objetivaram outros modelos de previsão da transição.

Esses estudos são resumidos abaixo.

Fredriksson (H. Fredriksson 1986), propõem um critério para a transição colunar-

equiaxial baseado na temperatura mínima do volume de líquido à frente da interface colunar.

Consideram que os cristais livres são formados nesse líquido assim que esse atinge a

temperatura liquidus. Inicialmente, esses cristais não têm grande influência sobre a

temperatura do líquido por serem ainda muito pequenos, e não terem, como conseqüência,

liberado uma parcela significativa de calor latente. A velocidade inicial de crescimento desses

cristais também é baixa, mas à medida que o superesfriamento aumenta, devido à diminuição

da temperatura do líquido, a velocidade de crescimento aumenta assim como a área total

desses cristais. Como resultado, uma maior quantidade de calor latente é liberada, e a

temperatura do líquido passa a aumentar novamente, e com esse aumento de temperatura a

velocidade de crescimento dos cristais diminui. Nesse ponto, o volume de cristais livres que

solidificam por unidade de tempo já é apreciável, mesmo com essa diminuição na velocidade

de crescimento. Os autores consideram que a transição ocorre nesses instantes em que o

líquido que vinha se resfriando passa a se aquecer novamente, quando o aumento da

convecção provocado por esse aumento de temperatura, forçaria o transporte desses cristais

para a frente de solidificação onde eles bloqueariam o crescimento colunar.

Suri (Suri 1991), estudaram as ligas Al-4,5%Cu variando superaquecimentos e taxas

de resfriamento. Eles utilizaram coquilhas de cobre e aço inoxidável para induzir a

solidificação unidirecional. A posição da transição colunar-equiaxial, quando existente, foi

medida a partir da base do lingote. Os resultados obtidos indicam que a região colunar

aumenta progressivamente com o aumento do superaquecimento de 50 para 100°C, sendo que

para o aquecimento de 100°C, a estrutura é completamente colunar. O comprimento da zona

colunar observado manteve-se constante ao longo da largura do lingote, sendo que para o caso

da coquilha de aço inoxidável, o comprimento da zona colunar foi menor. Para cada posição

da transição medida, os parâmetros térmicos são determinados por um modelo de simulação

computacional de solidificação. Os valores correspondentes de G

e V

são usados para obter

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

o ponto da transição colunar/equiaxial que, segundo os autores deve ocorrer para G

< 0,74

⋅V

0,64

Experimentos com solidificação unidirecional em ligas de Al-Si foram realizados por

Gandin (Gandin 2000), em um molde cilíndrico constituído de paredes laterais e superior

feitas com materiais cerâmicos com alta capacidade de isolação térmica. A parte inferior do

molde foi fechada com um disco fino de nitreto de alumínio, que possui alta condutividade

térmica. O metal foi levado a manter contato com uma chapa de cobre refrigerada a água

através do disco de nitreto de alumínio, e assim iniciando a solidificação unidirecional.

A partir dos resultados obtidos, ele constata que a velocidade na ponta da dendrita

colunar primeiro aumenta, e depois diminui como resultado da interação do crescimento da

interface com o fluxo de calor. Ele propõe que a posição correspondente à máxima velocidade

da interface deve coincidir com a transição colunar equiaxial, o que se localizaria próximo de

dois terços do comprimento do lingote.

Mahapatra (Mahapatra 1987), realizou experimentos de solidificação com ligas de Sn-

Pb em moldes de cobre cilíndrico. Para evitar perdas de calor radial, o interior e exterior dos

moldes foram recobertos com uma camada de fiberfax de 2 mm de espessura. O calor foi

extraído pela superfície inferior do molde, através de uma chapa molde de aço inoxidável,

colocado em contato com um bloco de cobre refrigerado a água. A taxa de resfriamento foi

modificada variando a espessura da chapa de aço. Um modelo de transferência de calor

unidimensional foi desenvolvido para o cálculo dos parâmetros térmicos da solidificação.

Valores de coeficiente foram obtidos pela interação entre as temperaturas medidas dos

termopares nas posições de 20, 40, 60 e 80 mm, com 3°C de superaquecimento e os

resultados simulados pelo modelo. O modelo de diferenças finitas com o correspondente

coeficiente de transferência de calor na chapa é então usado para determinar V

, G

•

função do tempo e posição do lingote durante a solidificação. Verifica-se que G

mantém-se

elevado próximo à chapa molde, decrescendo progressivamente com a distância da fase

resfriada, observando-se assim valores menores no topo do lingote. A velocidade da interface

acopla-se aos resultados do gradiente, com altas velocidades na chapa molde e baixas

velocidades na parte superior do metal. A TCE ocorreu próxima de um gradiente de

temperatura crítico no metal de 0,101 K/mm para Sn-5%Pb, 0,108 K/mm para Sn-10%Pb e

0,126 para Sn-15%Pb.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Os resultados não permitem atribuir a transição à refusão dendrítica ou outros

mecanismos nucleantes. Baseado nesses resultados, os autores propõem que a TCE deve

ocorrer quando um gradiente de temperatura crítico é alcançado na ponta da dendrita. É

importante notar que eles realizaram seus experimentos em condições de coeficientes de

transferência de calor (h

) na interface metal/molde muito baixos, da ordem de 100 W/m

.K, e

a assumindo constantes ao longo da solidificação.

Ziv (Ziv 1989), desenvolveu trabalhos experimentais com a liga Al-3%Cu,

solidificada verticalmente, a partir do contato com o bloco de cobre refrigerado a água. Para

reduzir a taxa de solidificação, discos de aço inoxidável de espessura de 0,95 mm foram

colocados entre a lingoteira e o bloco de metal, reduzindo assim a transferência de calor.

Medidas de temperatura foram realizadas durante a solidificação com quatro termopares

posicionados a 20, 40, 60 e 80 mm da base do lingote. O material foi introduzido em um forno

de resistência aquecido até a temperatura requerida e depois desligado. Em seguida água é

inserida dentro do bloco de cobre. Foi observado que a TCE ocorreu bruscamente em um

plano horizontal, quando o gradiente de temperatura G

no metal à frente dos grãos colunares,

caía para cerca de 0,6 K/mm.

Ares (Ares and Schvezov 2007),(Ares, Gueijman et al. 2005) realizou experimentos de

solidificação unidirecional com ligas de Pb-Sn, Al-Zn e Zn-Al, com o metal sendo

solidificado a partir da superfície inferior do forno. O calor foi extraído através de um sistema

de resfriamento, que consiste de um disco de cobre juntamente com uma espiral de cobre,

ambos refrigerados a água. A taxa de resfriamento foi ajustada variando o fluxo de água, e

também pela adição de chapas de materiais entre a chapa e a lingoteira. Durante a

solidificação a variação da temperatura em relação ao tempo foi registrada em diferentes

posições a partir da base do lingote. Para o processamento dos dados, as leituras das

temperaturas dos termopares foram feitas a cada 0,1 segundo. As posições relativas às frentes

de solidificação versus tempo foram determinadas pelo início e fim da solidificação para cada

termopar, através das correspondentes temperaturas liquidus e solidus.

As velocidades das isotermas são calculadas pela distância entre os termopares

dividida pelo intervalo de tempo obtido para a passagem das isotermas liquidus ou solidus em

posições consecutivas. Os gradientes de temperatura são calculados dividindo-se a diferença

de temperatura entre dois termopares consecutivos pela distância de separação entre eles.

Os autores concluem que a velocidade na ponta da dendrita colunar aumenta

gradualmente, e que a transição colunar-equiaxial ocorre ao longo de uma zona, e não de

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

forma abrupta, em uma região onde coexistem grãos colunares e equiaxiais, e quando o

gradiente de temperatura no líquido decresce para valores em torno de – 08°C a 1°C/mm, o

comprimento da zona colunar aumenta com a taxa de resfriamento e a composição das ligas.

Após a transição, os autores relatam um aumento da velocidade da frente liquidus muito mais

rápido do que a velocidade da frente solidus. Verificam também que o tamanho dos cristais

equiaxiais é sempre menor na zona de transição do que na zona equiaxial já consolidada. Em

alguns casos super-resfriamento ou arraste térmico são observados além de gradientes

negativos na região de transição. Eles sugerem que a transição é o resultado da competição

entre o crescimento colunar e equiaxial em dois campos: no campo térmico e na velocidade,

nas quais, fornecidas as condições na transição, os grãos equiaxiais são mais favorecidos ao

crescimento. Dessa forma, eles propõem um critério de transição baseada na posição de

velocidade máxima da isoterma liquidus. Entretanto, para Garcia et al (Garcia, 2005), a

conFiguração utilizada não permite fisicamente que isso ocorra. Segundo Garcia, a única

possibilidade que viabilizaria tal situação, teria que ser fundamentada obrigatoriamente em

perdas laterais de calor significativas, o que conFiguraria uma condição tridimensional de

fluxo de calor, no entanto, os autores calculam os parâmetros térmicos baseados em uma

análise unidimensional de fluxo de calor, apoiada em medidas experimentais (as quais

naturalmente refletiriam as perdas laterais de calor).

Siqueira Filho (Siqueira, Cheung et al. 2003), propõe um critério de transição

envolvendo tanto a velocidade de crescimento quanto o gradiente térmico, através da taxa de

resfriamento da isoterma liquidus (

•

), onde o crescimento colunar prevaleceria ao longo do

lingote para taxas de resfriamento maiores do que um valor crítico, que só dependeria do

sistema binário. A análise dos resultados experimentais de solidificação unidirecional vertical

ascendente com ligas hipoeutéticas dos sistemas Sn-Pb, evidencia que nenhum critério

baseado isoladamente ou na velocidade da isoterma liquidus (V

) ou no gradiente de

temperaturas à frente desta isoterma (G

) poderia justificar a ocorrência da transição colunar-

equiaxial. Em seus experimentos, observaram que essa taxa crítica se manteve próxima de

0,014K/s.

No caso da solidificação descendente para o mesmo sistema, observaram que V

e G

diferem razoavelmente de acordo com a composição da liga, enquanto as taxas de

resfriamento na posição correspondente à transição colunar-equiaxial foram essencialmente as

mesmas (em torno de 0,030 K/s). Nesse caso, a rejeição de soluto durante a solidificação,

aumenta a densidade do líquido interdendrítico em relação ao volume global de líquido,

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

induzindo correntes convectivas provocadas por diferenças de densidade. Estas correntes se

associam àquelas provocadas por diferenças de temperatura no líquido, típicas do arranjo

físico da solidificação descendente. Essas correntes provocam a fragmentação de braços

dendríticos, cujos fragmentos tornam-se núcleos formadores de grãos equiaxiais. O acúmulo

destes grãos equiaxiais na frente de crescimento acaba por bloquear o crescimento colunar,

antecipando a transição estrutural. Isso explica a ocorrência da TCE a taxas de resfriamento

mais elevadas do que aquelas observadas na solidificação ascendente.

Portanto, o critério para TCE baseado numa taxa de resfriamento crítica, dependente

apenas do sistema binário de liga, pode também ser aplicado para esse arranjo experimental,

diferindo apenas pelo valor nominal da taxa crítica de resfriamento. Dessa forma, o final da

zona colunar é abreviado, ocorrendo a uma taxa crítica de resfriamento cerca de duas vezes

maior que a observada durante a solidificação unidirecional ascendente de ligas hipoeutéticas

do sistema Sn-Pb (

•

= 0,030 K/s).

Os autores realizaram também estudos com ligas do sistema Al-Cu (Siqueira 2002)e

verificaram também variações significativas nos valores de V

e G

nas posições onde ocorre

a TCE, em razão das diferentes condições de solidificação impostas nos experimentos.

Entretanto, as taxas de resfriamento são bastante próximas, a exemplo do observado para as

ligas Sn-Pb. Nesse caso, a taxa crítica de resfriamento, acima da qual ocorre crescimento

colunar, é de cerca de 0,2 K/s.

Para o sistema Al-Si os valores de V

, G

•

T variaram muito pouco com a

composição química da liga na TCE. O valor médio da taxa de resfriamento crítico ficou

próximo de 0,17K/s, muito próximo do valor determinado para o sistema Al-Cu.

A posição da transição é muito semelhante em todos os casos. A explicação para esse

comportamento se deve a uma compensação entre alguns fatores térmicos, pois ao mesmo

tempo em que o coeficiente de transferência de calor metal/fluido e a difusividade térmica

diminuem com o aumento do teor de soluto, a temperatura inicial de solidificação, isto é, a

temperatura liquidus também diminui. Dessa forma, as variáveis térmicas de solidificação são

muito próximas em todos os casos. Como a TCE depende destas variáveis, é de se esperar que

a transição ocorra praticamente na mesma posição.

É importante observar que em nenhum dos trabalhos de pesquisa sobre TCE, citados

até o momento, foram realizados com ligas de magnésio. Fato que ressalta a importância

desse trabalho.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Informações sobre o projeto de pesquisa

Este trabalho faz parte de um projeto da Universidade Federal do Rio Grande do Sul

em parceria com a empresa Andreas Stihl Moto Serras e a Fundação de Amparo à Pesquisa do

Estado do Rio Grande do Sul (FAPERGS), objetivando substituir a liga de alumínio (GD

AlSi

), utilizada atualmente na fabricação de motores de máquinas portáteis de jardinagem

e silvicultura, por ligas de magnésio, e assim, reduzir o peso dos equipamentos. Em se

tratando de máquinas portáteis, o ganho em peso é fator fundamental e dessa forma, a

substituição de materiais mais densos por materiais menos densos, sem influenciar

negativamente na funcionalidade, representa grande vantagem em manuseio, significando

principalmente menor esforço e desgaste após o trabalho executado. Os cilindros de motores

utilizados nessas máquinas operam em altas temperaturas e sob esforços cíclicos (fadiga).

A partir de estudos e resultados observados em pesquisas desenvolvidas com ligas de

magnésio projetadas para oferecer melhor resistência em altas temperaturas, foi sugerida uma

liga com composição química (ZAXLa05613), apresentada conforme a Tabela 3.7 abaixo,

onde se pode ver também a composição da liga fornecida pela Empresa RIMA INDUSTRIAL

S/A – MG. O primeiro lingote fornecido pela Rima apresentou composição química dentro

dos percentuais sugeridos. Foram realizadas análises macro e microestruturais do primeiro

lingote fornecido empregando microscopia óptica e microscopia eletrônica de varredura, bem

como análises via Energy Dispersive Spectrometry (EDS) para determinação da composição

química elementar dos precipitados observados. Os resultados concordam com os dados da

literatura, conforme mostram as Figuras 3.14 e 3.15 e os resultados da Tabela 3.8.

Tabela 3.7. Composição química da liga sugerida.

Elemento

(%) especificado

(ZAXLa05613)

(%) 1º lingote

fornecido*

(%) 2º lote

fornecido

(bruto)**

(%)2º lote

fornecido. Sobra

do forno**

Alumínio 5 - 6 5,31 4,15 4,13

Cálcio 0,8 – 1,0 1,17 1,13 1,06

Lantânio 3,2 – 3,9 3,32 3,00 3,11

Zinco 0,5 máx. 0,1 --- ---

Magnésio Balanço --- --- ---

* Resultados de análise química fornecida pela RIMA.

** Análise química realizada na UFSM via (ICP OES).

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APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A partir das análises metalográficas foi solicitada a compra de um segundo lote da liga

(de 1 tonelada), para testes e estudos. Nesse segundo lote, as análises químicas realizadas no

Instituto de Química da Universidade Federal de Santa Maria (UFSM), revelaram uma

diminuição no percentual de alumínio em relação ao primeiro lingote fornecido (Tabela 3.7).

O objetivo dessa análise química foi confirmar a composição fornecida e verificar a

eficiência do processo observando uma eventual variação na composição da liga durante

procedimento de fusão. Os resultados mostraram que as perdas no processo de fusão realizado

na Empresa Andreas Stihl Moto Serras foram desprezíveis. Após decomposição das amostras,

os três elementos foram medidos por espectrometria de emissão óptica com plasma

indutivamente acoplado (ICP OES).

Figura 3.14. Microscopia ótica do primeiro lingote fornecido. a) estrutura ramificada, b)

detalhe das estruturas acicular e lamelar

Figura 3.15. Imagem BSE (elétrons retroespalhados) efetuada no primeiro lingote fornecido

mostrando: a) estrutura ramificada com compostos aciculares, b) uma estrutura acicular e c)

uma estrutura lamelar.

Tabela 3.8. Resultados de análises via EDS nas fases sinalizadas na Figura 3.15 encontradas

no primeiro lingote fornecido pela RIMA (resultados qualitativos).

Região Mg (%) Al (%) Ca (%) La (%) Total (%)

Núcleo do grão 100 0 0 0 100

Estrutura Lamelar 71,95 16,09 11,95 0 100

Estrutura Acicular 71,81 12,48 0 15,71 100

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Apesar da diferença de composição química observada no segundo lote, a Empresa

Andreas Stihl Moto Serras decidiu continuar os estudo da liga fornecida (com 4% de alumínio

- ZAXLa05413) e efetuar a compra de mais um lote de uma tonelada da liga ZAXLa05613

para estudos futuros e comparações.

Os cilindros iniciais produzidos pela Andreas Stihl Moto Serras com a liga

ZAXLa05413, apresentaram uma série de defeitos de fundição tais como formação de

inclusões e porosidades, que comprometeram sua avaliação no teste de fadiga padronizado

pela empresa (Pulser test). Um alto grau de refinamento da estrutura também foi observado

em análises metalográficas. Ficou evidente que, além de um rigoroso controle do processo de

fusão e de parâmetros de processo de injeção, era fundamental uma melhor compreensão do

processo de solidificação da liga e da influência de parâmetros tais como taxa de resfriamento

do líquido (

•

),taxa de resfriamento na zona pastosa (

•

), gradiente térmico à frente da

interface

liquidus

(

)

, velocidade da isoterma

liquidus

(

), superaquecimento (

∆

), na

formação de micro e macro estruturas para posteriormente correlaciona-las com sua

resistência mecânica.

Além do experimento com a liga ZAXLa05413, foi proposto também realização de

solidificação unidirecional, com a liga AZ91 para efeitos de comparação uma vez que essa

liga é mais utilizada em processos de fundição sob pressão das ligas de magnésio.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

4. MATERIAL E MÉTODOS

Para elaboração desse trabalho de pesquisa foi necessário projetar um sistema

experimental de solidificação unidirecional vertical ascendente para estudo das estruturas

formadas, descrito no próximo intem.

4.1 Solidificação unidirecional vertical ascendente

A Figura 4.1 mostra um esquema representativo do dispositivo de solidificação

vertical ascendente utilizado nesse trabalho. O metal é fundido dentro do dispositivo e,

quando a temperatura do metal líquido atinge um determinado valor, a solidificação se inicia

pelo acionamento da água de refrigeração na parte inferior do molde. Nestas condições, a

solidificação se processa na forma vertical e de baixo para cima. Uma série de termopares

inseridos dentro do metal em diferentes posições a partir da base, permite o registro da

evolução térmica durante todo o processo. Estes dados, armazenados na memória de um

computador, são utilizados posteriormente para o levantamento das variáveis térmicas da

solidificação como: coeficiente transitório de transferência de calor entre o metal e a água de

refrigeração, velocidades das isotermas características (temperatura de fusão se metal puro, ou

temperaturas

solidus

liquidus

se for o caso de uma liga), gradientes térmicos e taxas de

resfriamento. Neste dispositivo a solidificação evolui em sentido contrário ao da ação da

gravidade e, conseqüentemente, o peso próprio do lingote atua favorecendo o contato térmico

com a base refrigerada (Garcia, 2005).

Figura 4.1.Dispositivo de solidificação vertical ascendente: 1) entrada de água; 2) chapa

molde; 3) termopares; 4) computador; 5) registrador de temperaturas; 6) lingote; 7) lingoteira;

8) controle de temperatura; 9) resistências elétricas; 10) paredes de isolamento (adaptado

Garcia, 2005).

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

4.2 Projeto do forno de solidificação Unidirecional

Para a elaboração do sistema experimental, alguns pré-requisitos foram levados em

consideração, isto é:

 Diâmetro da amostra (lingote solidificado), adequado para obtenção de corpos de

prova (tamanho

sub-size

) para realização de ensaios mecânicos com o intuito de

correlacionar taxas de resfriamento com propriedades mecânicas;

 Dimensionamento do cadinho e do forno a partir do diâmetro do lingote.

 A tampa do forno com entrada para gases utilizados para obtenção de atmosfera

protetora para evitar a combustão do metal líquido.

 Sistema de aquecimento do forno com potência o suficiente para fundir uma carga

de 5 quilos de magnésio em aproximadamente uma hora para evitar custos maiores.

Além dessas considerações, foram realizadas também pesquisas e orçamentos para

compra de placa de aquisição de dados; compra de termopares e tipos de gases utilizados para

atmosferas protetoras em fusão de magnésio.

4.2.1 Confecção da base do cadinho e sistema de refrigeração;

Conforme consta na literatura, magnésio fundido reage violentamente com alguns

refratários, devendo ser fundido em equipamentos de ferro ou aço. Portanto precauções

especiais devem ser tomadas para evitar o enriquecimento do banho em ferro, já que a

susceptibilidade à corrosão da superfície das ligas aumenta significativamente com o aumento

de teores de ferro, cobre e níquel (K. U. Kainer, 2003). Uma composição química para

confecção de cadinhos é indicada na literatura (Street, 1986) conforme mostrado na Tabela

4.1.

Tabela 4.1. Composição química para aço utilizado na confecção de cadinho para fusão de

magnésio e ligas. Fonte (Street, 1986).

Elemento Percentual

Carbono 0,20 – 0,25%

Manganês 0,80 – 1,0%

Níquel 0,40% máximo

Cromo 0,25% máximo

Molibdênio 0,15% máximo

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A partir dessas informações, o cadinho foi confeccionado em aço SAE 1020, sempre

vinculando as dimensões do cadinho ao tamanho dos corpos de prova utilizados

posteriormente em ensaios de tração.

O cadinho foi projetado para ser aberto nos dois lados, sendo que a abertura menor

deveria estar na parte inferior, respeitando um ângulo de abertura para facilitar a extração da

amostra. As dimensões finais do cadinho são:

 Altura – 250 mm;

 Diâmetro – 114 mm na base e 118 mm na parte superior;

 Paredes – 9 mm na base

O sistema de resfriamento foi acoplado na parte inferior do cadinho. A Figura 4.2

mostra o conjunto cadinho e sistema de refrigeração.

Figura 4.2. Conjunto cadinho e base do sistema de resfriamento.

O sistema de resfriamento do experimento foi projetado de forma a permitir em sua

parte superior a fusão do metal e na parte inferior um sistema de resfriamento tipo serpentina

de cobre com diâmetro 7 mm, por onde circula água fria em forma de espiral. O material para

confecção da base refrigerada também foi aço SAE 1020. A Figura 4.3 mostra o sistema de

resfriamento.

Figura 4.3 . Base com sistema de refrigeração. a) vista superior, b) vista inferior com tampa,

c) esquema mostrando serpentina de cobre para circulação da água na parte inferior.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

4.2.2 Confecção do forno

Para o cálculo da potência do forno foram utilizadas as propriedades físicas do

magnésio puro. A quantidade de calor necessária para aquecer a carga é igual a:

TcpmQ

∆

⋅

Onde:

 Massa de magnésio a ser aquecida

→

m = 5 kg (valor estimado)

 Calor específico do magnésio puro

→

cp = 0,243 kcal/kg.ºC

 Temperatura

→

∆T = 650ºC

kcalQ

Ckg

kcal

kgQ

75,789

º650

243,05

⋅

⋅=

São necessários 789,75 kcal para elevar 5 kg de magnésio em 650ºC.

O tempo de fusão desejado é de 30 minutos = 0,5 hora.

A potência é definida como a quantidade de energia a ser fornecida por tempo, então:

P =

Como Q = 789,75 kcal e t = 0,5 h:

kcal

P 50,1579

5,0

75,789

Convertendo-se as unidades para kW

kcal

83,150,1579

≅

Para aquecer 5 kg de magnésio em 650ºC em 30 minutos são necessários 1,83 kW.

A potência total do forno deve levar em consideração outros fenômenos:



O calor necessário para a mudança de fase;



As perdas para o ambiente;



O aquecimento da massa morta do forno (cadinho, isolamento...)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Dessa forma, foi aplicado sobre a potência calculada um coeficiente de 25% para

suprir as demais demandas de calor, resultando em:

Potência calculada + 25% = Potência total

1,83 kW + 0,46 kW = 2,29 kW

Como o forno possui mais pontos de contato com o ambiente do que um forno câmara

(fechado) uma porcentagem maior sobre o valor calculado foi aplicada, ou seja:

Potência calculada + 120%

≈

4 kW (potência total)

O forno foi construído na forma cilíndrica em chapas e perfis de aço laminados,

garantindo uma estrutura rígida. Com abertura na extremidade inferior para acoplamento da

base refrigerada. A entrada da lingoteira é feita pela parte superior, sendo apoiada pelas abas

em um anel de ferro fundido, encaixando-se na entrada do forno.

Na tampa do forno foram projetados dois tubos para entrada de gás de atmosfera. Um

rasgo na tampa também foi necessário para entrada de dispositivo tipo “pente” para fixação e

posicionamento dos termopares para o registro da evolução da temperatura com o tempo.

O painel elétrico acondiciona todos os controles, acionamentos, sinalizações e

programador de tempo e temperatura.

Os elementos de resistência para o aquecimento são fabricados em metal de liga tipo

Kanthal, espiralados, com uma carga de superfície adequada para uma longa vida útil. As

resistências são suportadas em canaletas nas próprias paredes laterais. Seus terminais

atravessam a parede e são conectados na parte externa.

O acionamento da força é realizado através de relé de estado sólido, que recebe o sinal

do programador para ligar ou desligar os elementos de aquecimento, mantendo assim a

temperatura desejada. Um termopar tipo K, colocado entre as resistências, faz a leitura de

temperatura do forno. A Figura 4.4 mostra os detalhes do forno depois de pronto.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 4.4. a) vista superior do forno mostrando detalhe da tampa. b) parte interna do forno

mostrando resistências e isolamento com fibra cerâmica.

4.2.3 Atmosfera de Proteção

O processo de fusão de magnésio exige cuidado especial devido à sua alta reatividade

com oxigênio. Diferentemente do alumínio, que forma uma camada de óxido na superfície

impedindo a oxidação, o magnésio não possui essa propriedade de camada passivadora. Para

evitar a oxidação catastrófica da liga é necessário que a fusão seja realizada em atmosfera

inerte. Após pesquisa na literatura, observou-se que o gás mais utilizado na fusão de magnésio

é uma mistura de hexafluoreto de enxofre com ar, gás carbônico ou nitrogênio, podendo

utilizar também somente argônio.

Um exemplo de mistura de gases utilizada se encontra em Magnesium Alloys and

Technologies (R. Fink 2003), conforme mostrado abaixo:

+ N

+ Ar SF

Fração máx. 0,2 – 0,3%

+ CO

+ Ar SO

Fração máx. 0,2 – 0,3%

+ N

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Após realizar uma pesquisa de mercado, optou-se pela utilização de um gás que

corresponde a uma mistura de argônio com 5% de hexafluoreto de enxofre.

4.2.4 Termopares e placa de aquisição de dados

Foi realizada uma pesquisa de mercado para encontrar um fornecedor de termopares

com bainha de aço inox ferrítico. O termopar mais comum no mercado é fornecido com

bainha em aço inox 304 (austenítico), portanto rico em níquel, que poderia ser prejudicial ao

experimento contaminando o banho uma vez que o magnésio líquido reage com níquel, além

de poder diminuir a vida útil do termopar. O termopar utilizado no experimento é do tipo K de

isolação mineral. Possui bainha em aço inox 446 (ferrítico) com 500 mm de comprimento e

diâmetro de 1,5 mm, pote e rabicho de 3 metros com cabo de compensação.

A placa de aquisição de dados utilizada no experimento é da marca

LYNX,

o sistema

de aquisição de dados ADS2000 IP, condicionador de sinais AI2164-VB com saída para 8

canais (um canal de junta fria e sete canais para registro) e software

AqDados 7

A carga utilizada no ensaio é proveniente de lingotes de aproximadamente um metro

de comprimento. Devido às dimensões do cadinho, e para facilitar o processo de fusão, houve

a necessidade de preparar a carga com pequenos pedaços de magnésio em forma de cubos.

Para esse fim, foi utilizada uma serra manual para cortes iniciais e os cortes menores

realizados com disco de corte (

cut-off

4.3 Alterações de projeto

Após a realização de alguns ensaios, houve a necessidade de fazer alterações em

alguns pontos do projeto inicial. Essas alterações são apresentadas abaixo.

4.3.1 Alterações no cadinho

A temperatura de trabalho durante o experimento conduziu o cadinho em aço SAE 1020

a um intenso processo de oxidação, levando à formação de “carepas” (Figura 4.5a). Foi

verificado que o mesmo se deteriorava intensamente entre um experimento e outro. Esse

produto de corrosão se desprendia do cadinho, diminuindo sensivelmente a vida útil das

resistências do forno, além de contaminar o metal líquido. Em um primeiro momento foi

colocado em volta do diâmetro externo do cadinho uma fina chapa de aço inoxidável SAE

304 para tentar diminuir a oxidação conforme mostra a Figura 4.5b.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Apesar dessa alteração, o problema continuou e o estado de deterioração do cadinho

atingiu grau extremo. Para solucionar o problema, foi confeccionado um novo cadinho em aço

inoxidável isento de níquel. O planejamento inicial era confeccioná-lo em aço inoxidável SAE

446, mas devido às enormes dificuldades para encontrar no mercado esse material que

atendesse o formato do cadinho, foi necessário confecciona-lo em aço inoxidável SAE 420.

A Figura 4.5c mostra o cadinho confeccionado em aço SAE 420.

Figura 4.5. a) Formação de “carepas” no cadinho SAE1020, b) Chapa de aço inox 304

utilizada em volta do cadinho para proteger as resistências, c) Cadinho alternativo construído

em aço inoxidável 420.

4.3.2 Alterações no sistema de refrigeração

O sistema de refrigeração também apresentou intensa oxidação (Figura 4.6). Houve

danificação na serpentina ocasionando intenso vazamento de água na parte inferior da base.

Uma proposta de melhoria foi realizada, conforme mostra o esquema da Figura 4.7,

onde um sistema em espiral, confeccionado com chapas finas de aço, para promover o fluxo

de água circulando na base. Uma chapa soldada na borda da base evitaria vazamentos e

garantiria o fluxo permanente, embora isso dificultasse bastante a limpeza da mesma frente à

possibilidade de oxidação intensa.

Figura 4.6. Sistema de resfriamento danificado devido à intensa oxidação durante a realização

do experimento.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 4.7. Sistema de resfriamento alternativo proposto após danificação do sistema por

serpentina.

Foram realizados alguns testes iniciais e esse sistema mostrou um intenso vazamento

de água a partir de trincas geradas pelo processo de soldagem nas bordas da base. Por motivos

de segurança, esse sistema não foi adotado no experimento e outra alternativa foi proposta.

Trabalhos de pesquisa anteriores com solidificação unidirecional, mostram sistemas

experimentais onde a água entra em contato direto na parte inferior da base. Dessa forma, foi

realizado um ajuste no sistema de resfriamento onde um tubo cilindro de aço foi soldado

abaixo da base, conforme mostra a Figura 4.8, para direcionar a água injetada diretamente na

base para um sistema coletor. Foram realizados alguns testes e não foi verificado vazamento

de água para dentro do forno, fato que poderia causar perigo durante o experimento. Quando

em funcionamento esse sistema conseguiu ser mais efetivo quanto à extração de calor.

Figura 4.8.Sistema de resfriamento alternativo: água entrando em contato direto com a parte

inferior da base.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

4.4 Alterações no sistema na atmosfera de proteção

O gás utilizado inicialmente (uma mistura de gás argônio com 5% de hexafluoreto de

enxofre - SF

), ocasionou contaminação do banho e deterioração muito intensa do cadinho.

Dados da literatura informam que, sob altas temperaturas e altas concentrações, o SF

reage

com magnésio, ferro e vidro. Sob baixas concentrações de SF

em ar, (da ordem de 0,5%), as

reações tomam um efeito desprezível e um fino filme de proteção impermeável de óxido de

magnésio é formado, que é benéfico (Street, 1986).

Como a mistura utilizada exibe uma concentração de SF

muito acima da

recomendada, foi proposta uma alteração que consiste em utilizar os dois gases em conjunto.

Inicialmente a carga é pré-aquecida até 150°C e mantida nessa temperatura por 15 minutos

com forno aberto para total eliminação da umidade do sistema. Após esse prazo o forno é

fechado, completamente isolado e o gás argônio é injetado para dentro do forno. Quando a

temperatura no cadinho alcança 300°C aproximadamente, o SF

é injetado por cerca de 5

minutos junto com argônio. O SF

é mais denso que argônio que por sua vez é mais denso que

o ar. Esse procedimento forma uma “cortina” de gases de proteção por cima do cadinho

impedindo a entrada de ar. Durante todo o processo é injetado gás argônio de forma a diluir a

concentração inicial de 5% de SF

4.4.1 Agitador mecânico

Nos testes preliminares verificou-se que mesmo a base tendo atingido uma

temperatura muito acima da temperatura de fusão (790°C) e mantida por aproximadamente 1

hora, a carga não se fundia completamente conforme mostra a Figura 4.9.

A razão para esse fenômeno era a formação de uma fina película de óxido entre a base

e os pedaços de lingote que constituem a carga e que impediam a completa fusão. A solução

proposta foi criar um dispositivo para promover a agitação mecânica do banho.

Figura 4.9. Parte inferior do lingote após a realização do experimento. Os pontos marcados

com “x” correspondem à parte da carga que não fundiu.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Nos primeiros testes a agitação foi realizada com uma barra de aço inoxidável inserida

através do rasgo da tampa onde é colocado o dispositivo de fixação dos termopares. Quando o

forno atingia a temperatura de 700°C o agitador, mostrado na Figura 4.10, era mergulhado no

banho através do rasgo da tampa. Após o procedimento de agitação do banho. o mesmo era

retirado, sendo então os termopares colocados no rasgo. Esse procedimento foi abandonado,

por ocasionar intensa oxidação e queima da liga durante a colocação e retirada dos

dispositivos, além de aumentar o erro de posicionamento dos termopares.

Figura 4.10. Dispositivo utilizado para agitação do banho.

Havendo a necessidade de melhorar o posicionamento dos termopares, para diminuir

conseqüentemente o erro de posição, e de melhorar também o sistema de agitação mecânica,

um novo dispositivo foi confeccionado para posicionar tanto os termopares quanto o agitador

através do rasgo na tampa. O dispositivo em forma de “escada” posiciona os termopares na

altura correta dentro do banho sem necessidade de prendê-los, uma vez que os furos-guia são

apenas 0,5 mm maiores do que o diâmetro dos termopares. O dispositivo possui ainda um furo

passante que posiciona o agitador no centro do cadinho. No início do processo tanto os

termopares quanto o agitador se encontram acima do banho. Quando a o metal líquido atinge

a temperatura adequada o agitador é mergulhado no banho e promove agitação do mesmo.

Após esse procedimento, eleva-se o agitador até sua posição inicial acima do banho e

mergulham-se os termopares que ficam em suas posições corretas para o início do registro.

Espera-se ainda aproximadamente 30 minutos para o início do registro dos dados para ocorrer

a completa estabilização e homogeneização do banho a fim de diminuir a influência dos

movimentos convectivos. A Figura 4.11 mostra o dispositivo de posicionamento dos

termopares e do agitador.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 4.11. Dispositivo em forma de escada para posicionamento dos termopares e agitador

do banho

Os termopares são posicionados conforme o esquema da Figura 4.12. A distância entre

termopares em profundidade é de 15 mm. O termopar mais próximo da base refrigerada está

distante 15 mm da mesma e a 30 mm do centro do lingote, e o mais distante se encontra a 105

mm do centro do lingote. A distância radial entre termopares é de 5 mm. A posição de cada

termopar é indicada na Tabela 4.2.

Figura 4.12. Esquema representativo da distribuição dos termopares no lingote (medidas em

mm)

Agitador

termopares

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Tabela 4.2. Posição dos termopares a partir da base (profundidade), e a partir do centro do

lingote (radial).

Termopar Distância a partir da base Distância a partir do centro do lingote

15 mm 30 mm

30 mm 25 mm

45 mm 20 mm

60 mm 15 mm

75 mm 10 mm

90 mm 5 mm

105 mm 0

Após o procedimento completo de fusão da liga, inicia-se o registro das temperaturas

pela placa de aquisição de dados, e é iniciado o resfriamento com água na base.

4.5 Fluxograma experimental

Um fluxograma de planejamento experimental foi adotado durante o trabalho de

pesquisa conforme mostra o esquema da Figura 4.13.

Os experimentos foram numerados e planejados conforme mostra a Tabela 4.3.

Tabela 4.3. Classificação dos experimentos realizados no trabalho.

Experimento Liga utilizada Condições Superaquecimento

1 ZAXLa05413 Resfriamento lento

20% <

∆

T < 25%

2 ZAXLa05413 Solidificação Unidirecional

25% <

∆

T < 30%

3 ZAXLa05413 Solidificação Unidirecional

25% <

∆

T < 30%

4 ZAXLa05413 Solidificação Unidirecional

10% <

∆

T < 15%

5 AZ91 Solidificação Unidirecional

20% <

∆

T < 25%

O primeiro experimento de solidificação e análise térmica foi realizado com o forno

desligado e com cadinho mantido dentro do forno, com o objetivo de promover um

resfriamento extremamente lento da liga para uma determinação precisa da temperatura

liquidus

solidus,

além de determinação de temperaturas de transformação de fases. Dessa

forma, foi possível correlacionar os tipos de microestruturas formadas com baixas taxas de

resfriamento.

Outros três experimentos foram realizados com resfriamento unidirecional a partir da

base, promovendo a solidificação unidirecional, sendo os dois primeiros com alto valor de

superaquecimento do banho e o outro realizado com baixo superaquecimento buscando

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 4.13. Fluxograma de planejamento adotado durante o trabalho.

Análise térmica

Determinação de

•

temperaturas de formação de

fases

Obtenção da macrografia

Obtenção das micrografias

próximas da região dos

termopares

Medição do tamanho de grão

(TG)

Levantamento de equações

correlacionando parâmetros de

solidificação com parâmetros

de estrutura (TG).

Fluxograma Experimental

Liga ZAXLa05413 Liga AZ91

Resfriamento Lento

Solidificação Unidirecional

lidificação Unidirecional

Superaquecimento

20% <

∆

T < 30%

Superaquecimento

25% <

∆

T < 30%

superaquecimento

10% <

∆

T < 15%

Superaquecimento

15% <

∆

T < 25%

Análise das curvas de

resfriamento

Determinação de

•

e V

Obtenção das macrografias

Obtenção das micrografias próximas da

região dos termopares no sentido

longitudinal

Medição do EDS (

)

Levantamento de equações

correlacionando parâmetros de

solidificação com parâmetros de

estrutura

(

e TCE)

Análise e discussão dos resultados

obtidos

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

verificar a influência desse parâmetro nas condições de resfriamento e nos parâmetros de

solidificação, totalizando dessa forma cinco experimentos.

A temperatura

liquidus

da liga ZAXLa05413 foi determinada após o primeiro

experimento com resfriamento lento por análise da curva de solidificação.

A Tabela 4.4 mostra os parâmetros de processo antes do início do resfriamento e a

aquisição de dados para cada experimento. O valor do gradiente térmico mostrado na Tabela

5.6 é dado pela diferença entre o termopar localizado mais próximo da base e o termopar mais

distante, dividido pela distância entre eles. Como existe um gradiente de temperatura no

banho, o superaquecimento é calculado para o termopar mais próximo e para o mais distante,

dividindo o superaquecimento pela

para obtenção do valor em termos de percentual de

No experimento 3 não foi utilizado o termopar na posição 7, sendo esse canal da placa

de aquisição utilizado para verificar a variação da temperatura dentro da base. Um termopar

foi posicionado a 3 mm da interface metal/molde com a intenção de usar esses dados para

obtenção do coeficiente de transferência de calor newtoniano em trabalhos futuros.

Tabela 4.4. Gradientes térmicos e superaquecimentos submetidos aos lingotes no processo de

fusão.

Experimento /

Liga

Resfriamento

) (T

)

Gradiente

Térmico

(°C/mm)

Superaquecimento

)

Superaquecimento

)

1) ZAXLa05413 Lento 760,°C 807°C 0,53 23,2% 30,9%

2) ZAXLa05413 Rápido 786°C 832°C 0,51 27,4% 34,8%

3) ZAXLa05413 Rápido 789°C 823°C

0,45 27,9% 33,5%

4) ZAXLa05413 Rápido 690°C 732,°C

0,41 11,8% 18,6%

5) AZ91 Rápido 691°C 743°C 0,47 15,5% 24,2%

* temperatura no termopar distante a 90 mm da base (T

)

Após o experimento de solidificação unidirecional, os lingotes extraídos foram

submetidos a análises metalográficas.

Para verificação da macroestrutura os mesmos foram cortados longitudinalmente na

região central. Foi realizado um procedimento padrão para preparação de amostras, utilizando

seqüência com lixas de granulometria #80, #120, #240, #400 e #600 e ataque com uma

solução aquosa com 20% de ácido acético. O objetivo dessa análise é a verificação das

estruturas nas zonas coquilhada, colunar e equiaxial e a faixa de transição colunar-equiaxial

quando existente.

A outra metade da amostra solidificada foi submetida a cortes nas regiões próximas de

cada termopar. As mesmas foram embutidas e preparadas para análises metalográficas em

microscopia ótica e microscopia eletrônica de varredura nas seções transversal e longitudinal

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

com lixas de granulometria #100, #240, #400, #600, #1200 e #2400. Após essa seqüência as

mesmas são polidas com alumina de 5

m e 1

m. Para as amostras da liga ZAXLa05413 não

é necessário ataque, pois após o polimento já é possível definição das microestruturas em

microscopia ótica, enquanto que para a liga AZ91 é necessário ataque em solução aquosa com

10% de ácido acético por 20 segundos.

As micrografias foram obtidas utilizando microscópio ótico acoplado em um software

de captura de imagens.

Nas análises das microestruturas por microscopia eletrônica de varredura (MEV),

foram obtidas imagens por elétrons retroespalhados (BSE) e de análise de espectrometria de

energia dispersiva por raios-X (EDS), para determinação das composições químicas

elementares para cada constituinte observado .

Os dados de temperatura e tempo registrados pela placa foram analisados através do

software

OriginPro 7.5

traçando as curvas de solidificação para cada termopar. A partir da

análise dessas curvas, parâmetros de solidificação do experimento podem ser determinados de

forma direta, tais como

•

4.6 Métodos utilizados para obtenção de

•

O primeiro passo para a obtenção dos parâmetros de solidificação é determinar, em

cada curva de resfriamento obtida dos experimentos, a temperatura de início de solidificação

(

). Nesse trabalho é levado em conta a influência de

•

, ou seja, a

obtida dos

diagramas de fase consideram que o processo de solidificação é realizado em condições de

equilíbrio, o que não acontece em um experimento de solidificação unidirecional devido às

taxas de resfriamento envolvidas. Além disso, a liga ZAXLa05413 ainda está em processo de

estudo. Trata-se de uma liga nova, com poucos trabalhos informando sobre temperatura de

fusão e de formação de fases.

A verificação de

é observada pela mudança na inclinação das curvas de

solidificação durante o resfriamento do líquido. São traçadas então duas retas, uma na região

líquida e outra na região pastosa, e o ponto onde se cruzam é o ponto de mudança da

inclinação determinando assim

. Esse procedimento está representado na Figura 4.14.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 4.14. Esquematização para obtenção de T

e seu respectivo intervalo de tempo.

A partir da obtenção de

, temos o intervalo de tempo para a passagem da interface

liquidus

para cada posição, e com esses dados é possível a obtenção da função da curva da

posição da interface (P) em função do tempo (

taP ⋅=

O erro de leitura da T

obtida por esse método é calculado a partir do desvio padrão de

uma média de cinco leituras realizadas em duas posições diferentes pra cada experimento

conforme mostrado na Tabela 4.5. Os resultados mostram que o erro máximo de leitura foi de

2,5°C.

Tabela 4.5. Resultados de leitura de T

para verificação do erro.

Leitura (temperatura °C) N° Experimento /

Posição / Termopar (mm)

1 2 3 4 5

Média

Desvio

Padrão

1 / 30 615,83

614,5 613,98

615,69

614,78

614,96

0,79

1 / 60 621,72

618,99

618,16

617,76

620,1

619,35

1,60

2 / 15 621,74

620,16

623,87

619,33

619,45

620,91

1,91

2 / 45 604,2 603,74

607,72

606,35

604,2

605,24

1,72

3 / 30 614,25

611,94

615,95

613,12

611,85

613,42

1,72

3 / 75 611,39

610,57

607,5 610,31

609,76

609,91

1,47

4 / 60 608,3 606,21

605,64

604,15

609,13

606,69

2,02

4 / 90 611,58

612,15

612,06

615,46

610,65

612,38

1,82

5 / 30 605,26

603,76

602,89

605,86

601,94

603,94

1,63

5 / 105 606,58

607,38

602,33

601,95

602,82

604,21

2,56

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A função derivada da curva posição da isoterma liquidus

versus

tempo, fornece a

equação da velocidade da interface líquidus em função do tempo conforme mostrado na

Figura 4.15.

Figura 4.15. Esquematização do procedimento para obtenção da V

As obtenções das taxas de resfriamento no líquido e na região pastosa são

determinadas pela inclinação das retas de resfriamento nessas regiões, conforme esquema

representativo da Figura 4.16.

Figura 4.16. Esquematização para obtenção das taxas de resfriamento (

•

)

O gradiente teórico à frente da interface

liquidus

é calculado a partir desses dados

fazendo:

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

•

O espaçamento dendrítico secundário

)(

é obtido medindo a extensão entre o centro

de um braço determinado, até o centro de outro braço alinhado ao primeiro, para cada

estrutura dendrítica. O espaçamento expressa a razão entre essa dimensão e o número total de

distâncias centro a centro percorridas. Isso é representado pela seguinte relação:

−

Onde L é a distância centro a centro e n é o numero de braços. O esquema

representativo da Figura 4.17 ilustra essa relação

Figura 4.17. Esquema representativo para medição do espaçamento dendrítico

secundário.

O tamanho de grão é verificado diretamente na macrografia revelada, medindo o grão

em dois sentidos perpendiculares e fazendo a média aritmética. Para medição do espaçamento

dendrítico secundário .O tamanho de grão foi medido a partir da macrografia com auxílio de

software de análise de imagens IMAGE TOOL. O diâmetro do grão foi medido em diversas

direções na altura de cada termopar. Os valores foram colocados em planilha eletrônica para

cálculo da média e desvio padrão. A Figura 4.18 ilustra o procedimento.

Figura 4.18. Ilustração do procedimento para medição do tamanho de grãos equiaxiais obtidos

a partir da macrografia. (Distância da base – 15mm)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

5. RESULTADOS E DISCUSSÕES

5.1 Experimento 1 – Resfriamento lento

A literatura consultada não registra à temperatura de fusão da liga ZAXLa05413.

Dessa forma, para uma aproximação inicial, utilizou-se o diagrama Mg-Al (Figura 5.1), onde

se verifica que na composição de magnésio com 4% de alumínio (em peso), a T

aproximadamente 630°C e a T

é próxima de 590°C, considerando um resfriamento lento e

em condições de equilíbrio termodinâmico.

Figura 5.1. Detalhe do diagrama de fases Mg-Al. A linha cheia em vermelho indica a

composição Mg- 4% Al e as linhas tracejadas indicam T

e T

A partir da análise do diagrama Mg-Al, a curva de solidificação sob resfriamento lento

esperada para a liga ZAXLa05413 deve apresentar T

e T

próximo de 630°C e 590°C

respectivamente.

A Figura 5.2 mostra as curvas de resfriamento registradas pelos termopares durante o

processo de solidificação.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.2. Curvas de resfriamento registrada pelos termopares posicionados dentro do

cadinho durante solidificação da liga sob baixas taxas de resfriamento.

Nas Figuras 5.3 e 5.4 observam-se as curvas de resfriamento registradas pelos

termopares localizados distantes a 75 e a 90 mm da base respectivamente. Onde se verifica o

início e o fim da solidificação que se processa praticamente em uma faixa de temperatura,

muito estreita próximo de 616°C a 586°C respectivamente correspondendo a T

e T

. Na

Tabela 5.1, estão indicadas as temperaturas de transformações registradas pelos termopares

em suas respectivas posições no molde.

Além da temperatura de início e fim da solidificação (T

e T

), pode-se verificar

nitidamente duas outras transformações de fase. A primeira ocorre ainda na zona pastosa após

o início da solidificação por volta de 608°C (detalhe na Figura 5.5), onde se percebe uma

liberação de calor latente que resulta em um re-aquecimento modificando a inclinação na

curva de resfriamento. Essa reação é registrada nos termopares mais distantes da base sendo

imperceptível para termopares mais próximos.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.3. Curva de resfriamento da liga ZAXLa05413 obtida em condições de resfriamento

lento (posição – 75 mm da base).

Figura 5.4. Curva de resfriamento da liga ZAXLa05413 obtida em condições de resfriamento

lento (posição – 75 mm da base)

Tabela 5.1. Temperaturas de transformações registradas durante a solidificação.

Posição T

(°C) T

(°C) Transf. Região Pastosa (ºC) Transf. Estado sólido (ºC)

613 568 --- 523

615 575 --- 524

617 578 606 524

619 588 608 527

616 592 609 528

615 599 608 528

105

616 602 608 -------

Média 615,8 586 607,8 525,6

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

tempo (s)

Temperatura (°C)

Termopar T

- 75 mm

Curva de resfriamento (ZAXLa05413)

= 616°C

Transformação em

estado sólido

528°C

ransformação região pastosa

609°C

= 592°C

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

400

450

500

550

600

650

700

750

800

850

Termopar T

- 90 mm

Temperatura (°C)

tempo (s)

Curva de resfriamento (ZAXLa05413)

Transformação em

estado sólido

528°C

= 599°C

= 615°C

ransformação região pastosa

=608°C

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.5. Detalhe da transformação de fase na região pastosa indicada pela mudança na

inclinação da curva de resfriamento entre T

e T

A segunda reação ocorre após o final da solidificação, ou seja, em estado sólido, na

faixa entre 520°C a 528°C.

A transformação registrada em 608°C, pode estar relacionada à formação de fase nos

contornos de grão, ou nas regiões interdendríticas, uma vez que nessas regiões haverá uma

maior concentração de alumínio, lantânio e cálcio devido ao fenômeno de segregação de

soluto, já que por observação dos diagramas de fase Mg-La e Mg-Ca (Figuras 5.6 e 5.7), e

pelo diagrama Mg-Al da Figura 5.1, se verifica que o coeficiente de partição (k), é menor do

que a unidade, para todos os casos.

Por análises dos diagramas de fase e observações em MEV, a reação observada nas

curvas de resfriamento na região pastosa pode estar provavelmente relacionada à formação

dos compostos ricos em alumínio e lantânio, que são elementos de liga com maior porcentual.

Embora o diagrama de equilíbrio Mg-La (Figura 5.6) revele a formação de um eutético

na temperatura de 613°C (αMg+Mg

La), que poderia também ser a causa da recalescência

ou reaquecimento durante o processo de solidificação na zona pastosa, a afinidade eletrônica

entre lantânio e alumínio é maior do que em relação a lantânio e magnésio, de modo que todo

lantânio irá se combinar primeiramente com o alumínio no contorno de grão e mesmo dentro

dos grãos, formando compostos aciculares, conforme indicado no trabalho de Anwanyu, a não

ser que a quantidade de alumínio não seja suficiente. O diagrama de fase Al-La (Figura 5.8)

mostra que a fase intermetálica βAl

pode se formar a partir de 1240°C e mudar a

estrutura cristalina para a fase αAl

em 640°C, tendo uma composição de Al-58,4%La.

2250 2500 2750 3000 3250

580

590

600

610

620

630

640

Curva de resfriamento (ZAXLa05413)

ransformação região pastosa

=608°C

Termopar T

- 90 mm

tempo (s)

Temperatura (°C)

= 615°C

= 599°C

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.6. Diagrama de fase Mg-La. A linha vermelha tracejada indica a composição Mg-

3%La. (ASM 1990)

Figura 5.7. Diagrama de fase Mg-Ca. A linha vermelha tracejada indica a composição Mg-

1%Ca. (ASM 1990)

Observações em microscopia ótica e em MEV com análises em EDS, revelaram a

presença de compostos ricos em alumínio e lantânio.

Nem sempre os compostos ricos em alumínio e lantânio aparecem sob a forma de

precipitado acicular. Em determinadas regiões aparecem pequenos precipitados facetados. A

Figura 5.9 mostra a diferença na forma entre esses compostos em imagens obtidas MEV

(BSE) (os círculos em vermelho indicam as regiões onde foram realizadas análises de

composição via EDS).

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A Figura 5.10 mostra os espectros obtidos nas análises de EDS realizadas nos dois

compostos, e a Tabela 5.2 mostra o resultado do percentual da composição química obtida.

Importante observar que esses resultados de EDS são apenas qualitativos e não quantitativos,

servindo apenas como um indicativo para um estudo mais aprofundado para confirmar e

quantificar essas indicações.

Se desconsiderarmos o porcentual de magnésio das análises em EDS dos precipitados

ricos em Al-La acima citados, verifica-se que existe uma relação de 65% La com 35% Al para

o precipitado facetado e de 50% La com 50% Al para os compostos aciculares. Embora esses

resultados sejam apenas de natureza qualitativa, podem-se fazer duas suposições:

1. O precipitado facetado é o mesmo composto Al

que não se dissolveu

para formar o precipitado acicular,

2. Pode estar havendo a formação do composto Al

La indicado no diagrama Al-La

e que apresenta uma composição de Al-63%La.

Uma análise mais aprofundada para verificação do reticulado das estruturas se faz

necessária para comprovar tais suposições.

Figura 5.8. Diagrama de fase Al-La

(ASM 1990)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.9. Imagens BSE dos compostos ricos em alumínio e lantânio formados durante

solidificação da liga. a) precipitado de forma facetado e b) precipitado de forma acicular.

Tabela 5.2. Resultados de composição obtido via EDS para os compostos ricos em alumínio e

lantânio. (Apenas para análise qualitativa).

EDS Precipitado facetado EDS Precipitado acicular

Elemento

Percentual

Elemento

Percentual

18,49%

4,03%

30,06%

48,53%

51,46%

47,45%

---

Figura 5.10. Espectros obtidos das análises via EDS nos compostos ricos em Al-La. a)

Espectro do precipitado facetado, b) Espectro do precipitado acicular.

Foram observadas diferenças entre os compostos de forma lamelar, conforme está

indicado na Figura 5.11 onde se verifica a presença de uma estrutura lamelar de espaçamento

entre lamelas menores e mais escuras (lamelar fino) e outra com espaçamentos maiores e mais

claras (lamelar grosseiro). O composto lamelar grosseiro indica a presença de lantânio, que

por ser mais denso, acaba rebatendo maior quantidade de elétrons durante observação em

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

MEV, motivo pelo qual aparece mais claro. Os resultados de EDS (Tabela 5.3) realizado nas

lamelas mais claras dos dois compostos (indicado pelos círculos na Figura 5.11), revelam a

presença de lantânio no composto lamelar grosseiro e ausência do mesmo no composto

lamelar mais fino. Esses resultados indicam que provavelmente a estrutura lamelar mais fina

seja o composto Al

Ca + βCa, conforme indicado no diagrama Al-Ca da Figura 5.16.

A formação de um tipo de composto lamelar ou de outro, parece depender das

condições de solidificação. Provavelmente nas regiões onde houve maior segregação de

alumínio e cálcio, ocorreu a formação do composto lamelar Al

Ca, enquanto que o outro

composto lamelar grosseiro parece estar relacionado à presença de alumínio, cálcio e lantânio,

que conduz o sistema à formação de uma estrutura que lembra os compostos aciculares de

forma mais espaçada.

Figura 5.11.Imagens BSE das estruturas lamelares encontradas na amostra. a) Lamelar

grosseira (mais clara) e b) Lamelar fina (mais escura).

Tabela 5.3. Resultados de composição obtido via EDS para os compostos lamelares

observados na Figura 5.11.

EDS composto lamelar grosseiro EDS composto lamelar fino

Elemento

Percentual

Elemento

Percentual

16,56%

67,71%

42,5%

13,22%

9,15%

0,89%

32,04%

18,18%

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A Figura 5.12 mostra os espectros obtidos das análises de EDS realizado nos

compostos lamelares.

Figura 5.12. Espectros obtidos nas análises via EDS a) Espectro referente ao composto

lamelar grosseiro e b) Espectro referente ao composto lamelar fino.

As análises de composição via EDS foram realizadas no núcleo da matriz e próximo

das regiões de segregação e formação de compostos. Os resultados mostram magnésio puro

no núcleo e quantidades maiores de alumínio, cálcio e lantânio próximo dos contornos,

conforme mostrado na Figura 5.13. A Tabela 5.4 exibe os resultados dos percentuais obtidos e

a Figura 5.14 mostra os espectros dessas análises.

Figura 5.13. Imagem BSE da estrutura da liga obtida através de MEV. Os círculos indicam as

regiões onde foram realizadas análises via EDS (no núcleo da matriz e próximo das regiões de

segregação).

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Tabela 5.4. Resultado de composição obtido via EDS no núcleo da matriz e próximo dos

contornos.

EDS Núcleo EDS próximo do contorno

Elemento

Percentual

Elemento

Percentual

100%

89,51%

---

3,41%

---

4,95%

---

2,13%

Figura 5.14. Espectros obtidos nas análises via EDS a) núcleo da Matriz e b) próximo dos

contornos.

A Figura 5.15 mostra uma micrografia obtida a 30 mm da base onde podem ser

observadas todas as fases presentes.

Figura 5.15. Metalografia da liga solidificada com baixas taxas de resfriamento na posição de

30 mm: a) fase acicular (Al

), b) precipitado facetado, c)fases lamelar grosseira, d) fase

lamelar fina (Al

Ca), e) matriz com magnésio e alumínio em solução sólida.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A transformação de fase que ocorre por volta de 525°C não poderia estar relacionada à

formação dos compostos eutético Al

Ca + βCa, indicado no diagrama de fase da Figura 5.16,

uma vez que essa reação ocorre quando a liga já se encontra em estado sólido, não havendo

portanto líquido para a reação eutética. Dessa forma, o composto Al

Ca + βCa deve formar-se

ainda na região pastosa.

Através da análise dos diagramas de fases, verifica-se poucas possibilidades de

ocorrência de transformações de fases em estado sólido envolvendo os elementos da liga.

Assim sendo, é possível que essa transformação, indicada pelos termopares por volta de

525°C, esteja relacionada à mudança de βCa para αCa, conforme indicado no diagrama Mg-

Ca da Figura 5.7, e Al-Ca da Figura 5.16.

Não foi verificada a presença da fase β−Mg

, indicada no diagrama Mg-Al

(Figura 5.17), prejudicial às propriedades mecânicas em altas temperaturas, uma vez que todo

o alumínio disponível foi usado para formação de compostos Al

e Al

Ca nos contornos

de grãos.

Analisando as curvas de resfriamento e diagramas de fase, esse seria o caminho de

solidificação mais provável.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.16. Diagrama de fase Al-Ca. (ASM 1990)

Figura 5.17. Diagrama de fase Mg-Al.(ASM 1990)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

5.2 Análise da Macrografia

A Figura 5.18 mostra a macrografia do lingote após a realização da solidificação com

resfriamento lento, onde podem ser observados grãos equiaxiais ao longo de todo o

comprimento da amostra. Próximo das paredes e da base do cadinho observa-se a presença de

grãos mais refinados. Pode-se notar também que os grãos equiaxiais aumentam de tamanho à

medida que se afastam da base. Grãos grosseiros (da ordem de 3 a 4 mm) são observados na

altura entre 90 mm e 105 mm. O crescimento desses grãos se deve à formação de escória na

superfície do metal líquido, inerente ao processo de fusão, e que devido ao “lay-out” do forno

e condições de processamento, por medidas de segurança não pode ser removida.

Figura 5.18. Macrografia da liga ZAXLa05413 obtida após resfriamento lento dentro do

cadinho com o forno desligado

5.2.1 Formação da escória

Devido à alta reatividade do magnésio com o oxigênio, todo o processo de fusão é

realizado dentro de um sistema completamente isolado e sob condições de atmosfera

protetora, já que o magnésio não forma uma camada de óxido estável na superfície do banho

como ocorre com fusão em ligas de alumínio. Não obstante, a utilização de SF

como gás de

Escória formada na superfície

Grãos Equiaxiais grosseiros

Grãos refinados próximos

das paredes do cadinho

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

proteção, forma uma fina camada de óxido na superfície do banho que é benéfico evitando a

combustão da liga (Street, 1986). Durante o processo de fusão, foi mantida uma pressão

positiva dentro do forno para evitar a entrada de ar pelos orifícios da tampa, por onde é

colocado o dispositivo de fixação dos termopares e o agitador mecânico. Essa escória, além

de um excelente substrato para nucleação de novos grãos, também funciona como uma

“manta de isolamento térmico” impedindo o resfriamento do líquido pela atmosfera de

proteção injetada na superfície do banho. Dessa forma, os grãos nucleados a partir da escória

crescem sob baixíssimas taxas de resfriamento na região pastosa, conforme indicado nas

curvas de solidificação registradas pelos termopares.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

5.3 Correlação entre variáveis de solidificação (V

, G

•

T ) e tamanho de grão

As curvas de resfriamento indicam que o líquido resfria a uma taxa média igual a

0,076°C/s desde o início do resfriamento (t = 0), até oinício de solidificação, onde sofre

alteração. A média da taxa de resfriamento na região pastosa foi de 0,022 K/s.

A Tabela 5.5 mostra os valores obtidos para as taxas de resfriamento do líquido (

•

), e

para taxas de resfriamento na zona pastosa (

•

Tabela 5.5. Taxas de resfriamento registradas pelos termopares.

Taxas de resfriamento (ZAXLa05413 – resfriamento lento)

Posição (mm)

•

(K/s)

•

(K/s)

TG médio (mm)

0,074 0,028 1,310

0,075 0,027 1,490

0,077 0,026 1,754

0,078 0,024 2,143

0,076 0,021 2,559

0,076 0,016 --

105

0,074 0,015 --

Média 0,076 0,022 --

Conforme podemos observar nos dados da Tabela 5.5, a taxa de resfriamento no

líquido é praticamente a mesma e varia muito pouco na região pastosa. A diferença entre a

máxima taxa de resfriamento e a mínima é de 0,004 K/s para

•

, e de 0,013 para

•

. Portanto,

a diferença no tamanho de grão entre 15 mm até 75 mm (já que o tamanho de grão entre 90

mm e 105 mm é atípico e sua formação se deve à escória na superfície do metal), não poderia

ser explicada pela taxa de resfriamento do líquido, uma vez que a diferença entre as taxas

nessas posições é desprezível.

Uma explicação possível para a diferença no tamanho de grão entre 15 mm até 75 mm,

seria através da velocidade de avanço da isoterma liquidus (V

), uma vez que a taxa e a

velocidade estão correlacionadas pela expressão:

•

Se verificarmos o intervalo de tempo para início da solidificação para cada termopar,

verificamos que a frente de solidificação avança da base para superfície, conforme mostrado

na Tabela 5.6.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Tabela 5.6. Temperatura líquidus registrada pelos termopares e seus respectivos tempos em

segundos.

Distância (mm)

.(°C) tempo (s)

613 2103

615 2135

617 2169

619 2240

616 2327

615 2461

105

616 2479

O gráfico da Figura 5.19 mostra a posição da interface em função do tempo onde se

pode verificar que a escória situada na superfície antecipa o início da solidificação na posição

de 105 mm.

Sabe-se que a inclinação da reta tangente à curva P(t) é a velocidade da interface, ou

seja, a derivada da função, dessa forma se verifica que a velocidade da isoterma liquidus é

maior no início e diminui gradativamente à medida que se aproxima da superfície.

Figura 5.19. Gráfico da posição da interface em função do tempo.

Por extrapolação da curva obtida, o eixo das abscissas é deslocado, zerando o tempo

no valor extrapolado e mantendo os respectivos intervalos de tempo. Dessa forma, é possível

a obtenção de uma curva do tipo potencial da posição da isoterma liquidus em função do

tempo. Os valores corrigidos após esse procedimento são mostrados na Tabela 5.7.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Tabela 5.7. Valores para posição da interface e tempo após procedimento de extrapolação.

Posição da interface (mm) tempo (s)

160

247

381

105

399

A curva da posição da isoterma liquidus em função do tempo é mostrada no gráfico da

Figura 5.20. O dado registrado pelo termopar localizado a 105 mm foi desconsiderado devido

à influência da escoria. A equação que correlaciona essas grandezas é:

98,0

51,3

55.0

⋅=

Figura 5.20. Posição da isoterma liquidus com o tempo.

Já que o início da solidificação é antecipado na posição de 105 mm, esse ponto é

desconsiderado.

A derivada da função acima fornece a equação da velocidade da isoterma com o

tempo:

45,0

93,1

−

⋅= tV

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

-15

105

120

98,0

51,3

55.0

⋅=

Posição da Isoterma Liquidus

Curva otimizada

Posição (mm)

tempo (s)

Resfriamento Lento (ZAXLa05413)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

O gráfico da velocidade da isoterma é mostrado na Figura 5.21

Figura 5.21. Velocidade da interface em função do tempo. Os pontos em vermelho registram

o instante de passagem da frente nos termopares.

Dessa forma é obtido o valor empírico da velocidade da isoterma liquidus em cada

posição e com esses resultados é calculado o gradiente na frente da interface de acordo com a

expressão:

•

Os dados obtidos para as variáveis de solidificação são mostrados na Tabela 5.8.

Tabela 5.8. Valores dos parâmetros de solidificação obtidos no processo de solidificação com

resfriamento lento.

Resfriamento Lento (ZAXLa05413

)

Posição (mm) tempo (s)

•

(K/s)

(mm/s) G

(K/mm)

23 0,074 0,47 0,16

55 0,075 0,32 0,24

89 0,077 0,26 0,30

160 0,078 0,20 0,40

247 0,076 0,16 0,47

381 0,076 0,13 0,57

105

399 0,074 0,13 0,57

0 50 100 150 200 250 300 350 400

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

45,0

93,1

−

⋅= tV

Velocidade da Isoterma Liquidus (mm/s)

tempo (s)

Velocidade da Isoterma

Velocidade no posição dos termopares

Resfriamento Lento (liga ZAXLa05413)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Os dados da Tabela 5.8 indicam que a velocidade de avanço da isoterma é maior nas

proximidades da base e diminui à medida que se afasta da mesma, enquanto que o gradiente à

frente da interface é baixo próximo da interface e aumenta com a distância. Esses resultados

estão de acordo com outros resultados da literatura, que afirmam que o crescimento equiaxial

ocorre sob condições de baixos gradientes, embora as velocidades encontradas sejam altas.

(Da mesma ordem dos experimentos com solidificação unidirecional, conforme explicado nos

próximos capítulos). Essa variação da velocidade explicaria a diferença de tamanho de grão

observada na macroestrutura.

Como o crescimento de grãos colunares não é favorecido devido às baixas taxas de

resfriamento e baixos valores de gradiente térmico, a interface liquidus precisa avançar sob a

forma de grãos equiaxiais. Para que a velocidade da interface seja maior nas regiões mais

próximas da base, é necessária uma maior nucleação de grãos nessas regiões e essa alta taxa

de nucleação é responsável pela estrutura mais refinada mostrada na macrografia da Figura

5.18. A Tabela 5.9 mostra os resultados obtidos dos diâmetros dos grãos. Os diâmetros nas

posições de 90 a 105 mm foram desconsiderados devido à influência da escória.

A Figura 5.22 mostra um detalhe da macrografia retirada próximo da escória

mostrando a influência da mesma na nucleação e crescimento de grãos.

Tabela 5.9. Tamanho de grão médio obtido para cada posição.

Posição

(mm)

Tamanho de grão

médio (mm)

Mínimo

(mm)

Máximo

(mm)

N° de

medições

Desvio Padrão

1,310 0,61 2,18 108

0,40

1,490 0,65 2,90 94 0,46

1,754 0,824 3,06 83 0,49

2,143 1,03 4,29 68 0,57

2,559 1,45 4,57 40 0,68

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.22. Detalhe da macrografia perto da superfície mostrando a influência da escória

formada como substrato para nucleação e crescimento de grãos.

A Figura 5.23 mostra a influência da velocidade da isoterma liquidus em função do

tamanho de grão obtido e seus valores de máximo e mínimo.

Figura 5.23. Gráfico correlacionando tamanho de grão com velocidade de avanço da interface

liquidus. (Escala dos eixos em Log

0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5

Experimento 1 (ZAXLa05413)

Resfriamento Lento

97,0

72,0

68,0

⋅=

−

VTG

(mm/s)

TG (mm)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

5.4 Experimentos 2 e 3 - Solidificação unidirecional

Nessa etapa os lingotes foram submetidos à solidificação unidirecional com

resfriamento pela base a partir de injeção de água. Nesses dois experimentos os parâmetros

iniciais de solidificação foram muito semelhantes, conforme dados da Tabela 4.4.

A Figura 5.24 mostra as curvas de resfriamento obtidas pelos termopares no

experimento 2.

Figura 5.24. Curvas de resfriamento obtidas no experimento 2.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Para exemplificar a obtenção da T

, as Figuras 5.25 e 5.26 mostram as curvas de

resfriamento obtidas pelos termopares localizados a 15 mm e a 60 mm da base, nos

experimentos 2 e 3, respectivamente.

Figura 5.25. Curva de resfriamento obtida no experimento 2 pelo termopar localizado a 30

mm da base mostrando T

Figura 5.26. Curva de resfriamento obtida no experimento 3 pelo termopar localizado a 60

mm da base mostrando T

0 100 200 300 400 500 600 700 800

300

400

500

600

700

800

Temperatura (°C)

tempo (s)

termopar 15 mm (Experimento 2)

=621°C

0 100 200 300 400 500 600 700 800

300

400

500

600

700

800

termopar 60 mm (Experimento 3)

Temperatura (°C)

tempo (s)

=616°C

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A Tabela 5.10 mostra os dados de T

obtidos para todos os termopares no experimento

2 e 3 e seus respectivos tempos já corrigidos (descontando o tempo inicial de 30 segundos de

aquisição sem resfriamento).

Tabela 5.10. Dados de T

obtidos das curvas de resfriamento nos experimentos 2 e 3.

Experimento 2

Posição (mm) T

(°C) tempo (s)

621 51

607 103

605 173

595 247

592 304

611 378

105

611 399

Experimento 3

Posição (mm) T

(°C) tempo (s)

616 44

613 83

610 136

616 189

610 265

611 314

As Figuras 5.27 e 5.28 mostram as macrografias obtidas dos experimentos 2 e 3, onde

podem ser observados grãos colunares crescendo a partir da base em direção à superfície. A

largura das colunas é menor na base e aumenta à medida que se afasta da mesma. No

experimento 2, a TCE ocorre entre 65 mm e 80 mm e no experimento 3 a TCE ocorre entre 75

mm e 80 mm.

Como já foi abordado no capítulo anterior, a formação de escória na superfície do

banho durante processo de fusão, acaba influenciando na dinâmica de solidificação, sobretudo

na antecipação da transição colunar-equiaxial, uma vez que serve como substrato para intensa

nucleação de novos grãos que impedem o avanço dos grãos colunares na frente de

solidificação.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.27. Macrografia obtida no experimento 2.

Figura 5.28. Macrografia obtida no experimento 3.

TCE

Colunar

Refinado

Colunar

Grosseiro

Grãos

Equiaxiais

TCE

Colunar

Refinado

Colunar

Grosseiro

Grãos

Equiaxiais

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A partir desses dados, foi possível a determinação dos gráficos correlacionando

posição da interface com o tempo, conforme mostrado nas Figuras 5.29 e 5.30 para os

experimentos 2 e 3, respectivamente. Para a obtenção das equações foi necessário

desconsiderar os resultados nas posições de 90 mm e 105 mm uma vez que eles poderiam

estar sofrendo influência da escória formada.

Figura 5.29. Variação da posição da isoterma liquidus com o tempo. (Experimento 2)

Figura 5.30. Variação da posição da frente de solidificação com o tempo. (Experimento 3).

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

100

110

Posição da Isoterma Liquidus (Experimento 2)

99,0

50,0

87,0

⋅=

Posição (mm)

tempo (s)

Colunar

Equiaxial

TCE

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

100

110

Colunar

99,0

78,0

82,0

⋅=

Posição da Isoterma Liquidus (Experimento 3)

Posição (mm)

tempo (s)

TCE

Equiaxial

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Sendo as equações que correlacionam posição da isoterma com o tempo:

99,0

50,0

87,0

⋅=

Experimento 2

99,0

78,0

82,0

⋅=

Experimento 3

A partir da derivada dessas funções, são obtidas as equações que expressam a

velocidade da interface liquidus com o tempo, obtendo-se a velocidade empírica da isoterma

no instante em que a mesma alcança os termopares.

As expressões obtidas foram as seguintes:

13,0

43,0

−

⋅= tV

experimento 2

18,0

64,0

−

⋅= tV

experimento 3

As Figuras 5.31 e 5.32 mostram as curvas das equações obtidas. Para melhor efeito de

comparação, a Figura 5.33 mostra as duas curvas no mesmo gráfico, onde se percebe que as

velocidades da interface foram maiores para o experimento 3.

Os resultados mostram que os experimentos obtiveram velocidades semelhantes no

momento da transição, sendo aproximadamente 0,20 mm/s para o experimento 2 e em torno

de 0,23 mm/s para o experimento 3.

Figura 5.31. Gráfico da velocidade da interface liquidus com o tempo para o experimento 2.

Os pontos em vermelho representam os instantes em que a isoterma liquidus alcança os

termopares.

0 200 400 600 800 1000 1200

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

tempo (s)

Velocidade da Interface (mm/s)

Colunar

TCE

Equiaxial

Velocidade da isoterma liquidus mm/s (experiemento 2)

Instante em que a interface liquidus alcança os termopares

13,0

43,0

−

⋅= tV

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.32. Gráfico da velocidade da interface liquidus com o tempo para o experimento 3.

Os pontos em vermelho representam os instantes em que a isoterma liquidus alcança os

termopares.

Figura 5.33. Comparação entre os dois experimentos. O avanço da isoterma liquidus obteve

maiores velocidades no experimento 3.

Os valores das taxas de resfriamento do líquido em função da posição são mostrados

na Tabela 5.11. Os gradientes foram calculados a partir da taxa de resfriamento do líquido e

das velocidades obtidas empiricamente pelas equações acima.

0 200 400 600 800 1000 1200

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

18,0

64,0

−

⋅= tV

Velocidade da Interface mm/s (experiemento 3)

Instante em que a interface liquidus alcança os termopares

Velocidade da Interface (mm/s)

tempo (s)

Colunar

TCE

Equiaxial

0 200 400 600 800 1000 1200

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

Experimento 2

Experimento 3

13,0

43,0

−

⋅= tV

18,0

64,0

−

⋅= tV

tempo (s)

Velocidade da Isoterma Liquidus (mm/s)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Tabela 5.11. Valores das variáveis de solidificação obtidos nos experimentos 2 e 3.

Experimento 2

Posição (mm)

•

(K/s)

(mm/s) G

(K/mm)

3,54 0,26 13,72

1,85 0,24 7,85

1,21 0,22 5,52

60 0,90 0,21 4,30

75 0,75 0,20 3,67

0,65 0,20 3,29

105

0,63 0,20 3,21

Experimento 3

Posição (mm)

•

(K/s)

(mm/s) G

(K/mm)

4,07 0,32 12,613

2,26 0,29 7,839

1,48 0,26 5,627

1,09 0,25 4,389

75 0,84 0,23 3,617

0,74 0,23 3,254

Tal como no experimento com resfriamento lento com grãos equiaxiais, os resultados

obtidos na Tabela 5.11 estão de acordo com a teoria que afirma que crescimento colunar se

desenvolve sob altos valores de gradientes térmicos com altas velocidades da isoterma

liquidus.

A Figura 5.34 mostra uma comparação entre os dois experimentos correlacionando

gradientes com posição. No momento da transição, os gradientes térmicos também são

semelhantes, aproximadamente 4,3 k/mm para o experimento 2 e de 3,8 K/mm no

experimento 3.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.34. Comparação entre os gradientes no momento do início da TCE. (Experimentos 2

e 3).

Como os dois experimentos são realizados em condições muito semelhantes, os

valores das variáveis térmicas no momento da transição são parecidos.

Segundo afirmam Garcia e Siqueira (Siqueira Filho 2002; Garcia 2005), o critério para

melhor previsão da TCE seria em termos de taxas de resfriamento do líquido no momento da

transição definida como taxa de resfriamento crítico (

•

). Os dados do experimento estão de

acordo com esse critério uma vez que a TCE ocorre em taxas muito semelhantes, sendo em

torno de 0,87 K/s para o experimento 2 e 0,84 K/s para o experimento 3.

A Tabela 5.12 mostra os valores das variáveis de solidificação obtidos durante TCE

nos dois experimentos.

Tabela 5.12. Valores obtidos das variáveis de solidificação no momento da TCE.

Experimento V

(mm/s) G

(K/mm)

•

(K/s)

0,20 4,3 0,87

0,23 3,6 0,84

A Figura 5.35 mostra a variação da taxa de resfriamento do líquido com a posição. As

taxas são semelhantes no momento da transição.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

99,0

08,121

80,0

⋅=

−

TCE (3)

início

TCE (2)

início

Experimento 2

Experimento 3

Equiaxial

Colunar

99,0

56,97

75,0

⋅=

−

Gradiente (K/mm)

Posição (mm)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.35. Variação da taxa de resfriamento do líquido com a posição. Taxas semelhantes

durante a transição.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

TCE

99,0

76,51

93,0

⋅=

−

•

99,0

70,46

95,0

⋅=

−

•

Experimento 2

Experimento 3

Taxa de resfriamento liquido (K/s)

Posição (mm)

Colunar

Equiaxial

TCE

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

5.4.1 Experimento 4. Solidificação unidirecional com baixo superaquecimento.

Para validar o critério da transição baseada na taxa de resfriamento crítica, outro

experimento foi realizado visando diferentes condições de resfriamento, objetivando a

alteração na transição e comprovação da taxa de resfriamento crítica no momento da TCE.

O experimento 4 foi realizado sob as condições iniciais apresentadas na Tabela 4.4, ou

seja, com baixo superaquecimento.

A Figura 5.36 mostra as curvas de resfriamento obtidas pelos registros dos termopares.

Figura 5.36. Curvas de resfriamento obtidas no experimento 4.

Para exemplo da obtenção de T

, as Figuras 5.37 e 5.38 mostram as curvas de

resfriamento para as posições de 15 e 45 mm.

Para a construção das curvas é necessário descontar dos tempos obtidos, os 50

segundos iniciais de registro, que é o intervalo de tempo entre o início de aquisição de dados e

o início do resfriamento realmente efetivo a partir de injeção de água na base.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.37 . Curva de resfriamento obtida pelo termopar localizado a 15 mm da base.

Figura 5.38. Curva de resfriamento obtida pelo termopar localizado a 45 mm da base.

0 100 200 300 400 500 600 700 800

300

400

500

600

700

= 613°C

Temperatura (°C)

termopar 15 mm (experimento 4)

tempo (s)

0 100 200 300 400 500 600 700 800

250

300

350

400

450

500

550

600

650

700

750

= 604°C

termopar 45 mm (Experimento 4)

Temperatura (°C)

tempo (s)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A macroestrutura obtida nessas condições de processamento (mostrada na Figura

5.39), é diferente da macroestrutura observada nos experimentos 2 e 3. Os grãos colunares são

menos grosseiros e se desenvolvem até uma altura próxima de 60 mm. A partir dessa altura

até próximo de 75 mm se percebe a presença de grãos equiaxiais e em algumas regiões grãos

mais compridos orientados na direção do fluxo de extração de calor, o que define a zona de

transição, e acima de 75 mm observa-se uma massiva presença de grãos equiaxiais mais

refinados do que os grãos apresentados nas macrografias dos experimentos 2 e 3.

Figura 5.39. Macrografia obtida no experimento 4.

Os dados de T

com seus respectivos tempos já corrigidos são apresentados na Tabela

5.13.

Tabela 5.13. Dados de T

obtidos a partir das curvas de resfriamento para o experimento 4.

Posição (mm) T

(°C) tempo (s)

613 22

608 51

604 100

606 150

602 216

612 255

105

611 309

TCE

Grãos Colunares

Grãos Equiaxiais

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

A Figura 5.40 mostra o gráfico da posição da interface em função do tempo.

Figura 5.40. Gráfico da posição da interface em função do tempo. (Experimento 4).

Sendo a expressão que correlaciona a posição com tempo para o experimento 4:

99,0

54,1

73,0

⋅=

A derivada dessa função fornece a equação para a velocidade da interface:

27,0

12,1

−

⋅= tV

A Figura 5.41 mostra o gráfico obtido a partir dessa expressão. Os pontos em

vermelho correspondem ao instante em que a frente alcança os termopares.

Uma informação importante obtida desse gráfico é a alta velocidade da isoterma

liquidus nos primeiros instantes. A frente alcança o termopar distante a 15 mm com uma

velocidade de 0,48 mm/s, muito maior do que 0,26 mm/s e 0,32 mm/s obtidas nos

experimentos 2 e 3.

No momento da transição, a isoterma liquidus atinge a velocidade de 0,28 mm/s,

pouco acima das velocidades obtidas de 0,20mm/s e 0,23 mm/s para os experimentos 2 e 3,

respectivamente. Essa alta velocidade de avanço da interface pode ser a causa principal da

mudança na macroestrutura apresentada, uma vez que provoca uma maior instabilidade da

mesma.

0 50 100 150 200 250 300 350

100

110

TCE

99,0

54,1

73,0

⋅=

Posição (mm)

tempo (s)

Equiaxial

Colunar

Posição da Isoterma Liquidus (experimento 4)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Figura 5.41. Variação da velocidade da interface de solidificação em função do tempo. Os

pontos em vermelho correspondem ao instante em que a frente alcança os termopares.

(experimento 4).

A Tabela 5.14 mostra as taxas de resfriamento do líquido e o gradiente térmico

calculado a partir das taxas e da velocidade da isoterma.

O gradiente no momento da transição ficou próxima de 2,88 K/mm, abaixo dos

valores registrados no experimento 2 e 3. Comparando os resultados obtidos da velocidade da

isoterma liquidus e do gradiente térmico do experimento anterior (2 e 3), com os obtidos para

o experimento 4, pode-se observar diferenças significativas no momento da transição.

No entanto, no momento da transição, a taxa de resfriamento do líquido é muito

semelhante às taxas obtidas anteriormente (0,83 K/s), sustentando a teoria da taxa de

resfriamento crítica sugerida por Garcia et al.

Tabela 5.14. Valores das variáveis de solidificação obtidos no experimento 4.

Experimento 4

Posição (mm)

•

(K/s)

(mm/s) G

(K/mm)

3,95 0,48 8,14

1,88 0,39 4,85

1,12 0,32 3,46

60 0,83 0,28 2,88

75 0,67 0,26 2,55

0,56 0,25 2,25

105

0,49 0,24 2,09

0 200 400 600 800 1000 1200

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

27,0

12,1

−

⋅= tV

TCE

Colunar

Equiaxial

Velocidade da Isoterma Liquidus (mm/s)

Velocidade da Isoterma Liquidus (Experimento 4)

no instante que a frente alcança os termopares

tempo (s)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

As Figuras 5.42 e 5.43 mostram a evolução do gradiente e da taxa de resfriamento em

função da posição.

Figura 5.42. Variação do gradiente em função da posição. (Experimento 4).

Figura 5.43. Variação da taxa de resfriamento do líquido em função da posição. (Experimento

4).

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

99,0

59,58

73,0

⋅=

−

TCE

Gradiente (K/mm)

Posição (mm)

Colunar

Equiaxial

versus Posição (experimento 4)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

99,0

94,78

10,1

⋅=

−

•

TCE

Taxa de resfriamento do líquido (Experimento 4)

Taxa de resfriamento do líquido (K/s)

Posição (mm)

Colunar

Equiaxial

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

Para efeito de comparação entre os experimentos, o gráfico da Figura 5.44 mostra a

variação da velocidade da isoterma com a posição para os três experimentos. Pode-se

observar as diferenças no momento da TCE.

Do mesmo modo, o gráfico da Figura 5.45. mostra a variação dos gradientes à frente

da isoterma liquidus com a posição para os três experimentos, onde se verifica uma diferença

significativa entre os experimentos 2 e 3 em relação ao experimento 4.

Porém, a taxa de resfriamento do líquido no momento da transição foi a única variável

que não sofreu alterações significativas conforme mostrado no gráfico da Figura 5.46.

Figura 5.44. Comparação das velocidades da isoterma liquidus entre os três experimentos.

Figura 5.45. Variação do gradiente a frente da isoterma liquidus com a posição para os três

experimentos.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

73,0

59,58

−

⋅= PG

75,0

56,97

−

⋅= PG

80,0

08,121

−

⋅= PG

Experimento 2

Experimento 3

Experimento 4

Gradiente (K/mm)

Posição (mm)

TCE

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

TCE

Experimento 2

Experimento 3

Experimento 4

Velocidade da Isoterma Liquidus

Posição (mm)

TCE

15,0

39,0

−

⋅= PV

19,0

54,0

−

⋅= PV

37,0

33,1

−

⋅= PV

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

100

Figura 5.46. Variação da taxa de resfriamento do líquido nos três experimentos. Valores

semelhantes no momento da transição.

A taxa de resfriamento crítica (

•

), para a TCE da liga em estudo (ZAXLa05413)

estaria numa faixa aproximada de:

0,83 K/s <

•

< 0,87 K/s

A Tabela 5.15 resume para efeito de comparação os valores das variáveis térmicas de

solidificação no momento da TCE para todos os experimentos.

Tabela 5.15. Valores das variáveis de solidificação no momento da TCE obtida nos três

experimentos.

Experimento V

(mm/s) G

(K/mm)

•

(K/s)

2 0,20 4,3 0,87

3 0,23 3,6 0,84

4 0,28 2,88 0,83

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

10,1

94,78

−

⋅= PT

93,0

76,51

−

⋅= PT

95,0

70,46

−

⋅= PT

Experimento 2

Experimento 3

Experimento 4

Taxa de resfriamento (K/s)

Posição (mm)

TCE

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

101

5.5 Experimento 5 – Solidificação Unidirecional liga AZ91

Para efeito de comparação foi realizado um experimento de solidificação unidirecional

vertical ascendente com a liga AZ91.

Os parâmetros iniciais de processo para esse processo já foram descritos na Tabela

4.4.

A Figura 5.47 mostra as curvas de resfriamento registradas pelos termopares no

experimento.

Figura 5.47. Curvas de resfriamento obtidas no experimento 5.

As Figuras 5.48 e 5.49 mostram as curvas de resfriamento registradas pelos

termopares na posição de 45 mm e 90 mm com suas respectivas T

A Tabela 5.16 mostra os valores de T

obtidos das curvas de resfriamento para cada

posição com seus respectivos tempos já corrigidos (descontando os 18 segundos iniciais de

registro sem resfriamento).

A Figura 5.50 mostra a macrografia obtida da amostra solidificada. Verifica-se que

houve crescimento de grãos colunares até a altura de 60 mm, onde ocorre a transição.Acima

de 70 mm somente se verifica a presença de grãos equiaxiais.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

102

Figura 5.48. Curva de resfriamento registrada pelo termopar situado a 45 mm da base.

Figura 5.49. Curva de resfriamento registrada pelo termopar situado a 90 mm da base.

Tabela 5.16. Dados de T

obtidos a partir das curvas de resfriamento para o experimento 5.

Posição (mm) T

(°C) tempo (s)

605 22

604 51

598 112

588 187

601 227

599 302

105

604 333

0 200 400 600 800 1000

300

400

500

600

700

800

900

Temperatura (°C)

tempo (s)

= 598°C

45 mm

AZ91

0 200 400 600 800 1000

300

400

500

600

700

800

900

90 mm

AZ91

Temperatura (°C)

tempo (s)

=599°C

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

103

Figura 5.50. Macrografia da liga AZ91 após experimento de solidificação unidirecional.

A partir dos dados da Tabela 5.16 foi possível a construção do gráfico que

correlaciona posição da isoterma liquidus com o tempo (Figura 5.51), e a partir dessa equação

foi obtida a função que expressa a velocidade da isoterma em função do tempo (Figura 5.52).

De posse dessa expressão, foi possível calcular a velocidade da isoterma no instante em que a

isoterma liquidus alcançou os termopares. O gradiente térmico à frente da isoterma foi

calculado a partir da velocidade da isoterma e das taxas de resfriamento do líquido obtido das

curvas. Os dados das variáveis de solidificação são mostrados na Tabela 5.17.

TCE

Grãos Colunares

Grãos Equiaxiais

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

104

Figura 5.51. Posição da isoterma liquidus com o tempo no experimento 5 (Liga AZ91).

Figura 5.52. Velocidade da isoterma liquidus em função do tempo.

Tabela 5.17. Valores das variáveis de solidificação obtidos no experimento 5.

Experimento 5

Posição (mm)

•

(K/s)

(mm/s) G

(K/mm)

4,14 0,44 9,38

2,07 0,34 5,92

1,10 0,28 3,95

60 0,80 0,24 3,32

0,64 0,23 2,79

0,56 0,21 2,66

105

0,50 0,20 2,43

0 50 100 150 200 250 300 350 400

100

110

98,0

47,1

72,0

⋅=

Temperatura (°C)

tempo (s)

Equiaxial

TCE

Colunar

Posição da Isoterma Liquidus (Experimento 5)

0 200 400 600 800 1000 1200

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

0,55

0,60

28,0

05,1

−

⋅= tV

Equiaxial

TCE

Colunar

Velocidade da Isoterma Liquidus (mm/s)

tempo (s)

Velocidade da Isoterma Liquidus mm/s (experiemento 5)

Instante em que a interface liquidus alcança os termopares

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

105

Da mesma forma como nos experimentos realizados anteriormente com a liga

ZAXLa05413, o crescimento colunar ocorre com altas velocidades da isoterma liquidus e

altos valores de gradiente térmico, enquanto que o crescimento equiaxial ocorre com baixos

valores de velocidade e gradiente térmico.

No momento da transição as variáveis térmicas atingem os valores mostrados na

Tabela 5.18.

Tabela 5.18. Valores das variáveis térmicas de solidificação na TCE (experimento 5).

Experimento

(mm/s) G

(K/mm)

•

(K/s)

0,24 3,32 0,80

A taxa de resfriamento durante a TCE é da mesma ordem da taxa de resfriamento

obtida na liga ZAXLa05413.

As Figuras 5.53 e 5.54 mostram o gráfico que correlaciona gradientes e taxas de

resfriamento com a posição.

Figura 5.53. Gradiente térmico em função da posição. (Experimento 5)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

99,0

08,68

73,0

⋅=

−

(K/mm)

Posição (mm)

Colunar

Equiaxial

TCE

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

106

Figura 5.54. Taxa de resfriamento do líquido em função da posição. (Experimento 5)

Para efeito de comparação com a liga ZAXLa05413, a Figura 5.55 mostra os valores

de V

obtidos em todos os experimentos. Observa-se que nos experimentos 4 e 5, com baixo

superaquecimento, os valores de V

são maiores quando comparados com experimentos com

superaquecimentos elevados (experimentos 2 e 3). Mesmo no experimento 1, sem

resfriamento pela base mas com superaquecimento elevado, V

no início é extremamente alta

e diminui significativamente à medida que a isoterma se afasta da base.

Entretanto, o gráfico da Figura 5.56 mostra que nos experimentos com maiores

superaquecimentos, os valores de G

são maiores e nos experimentos com baixos

superaquecimentos os valores de G

são menores.

Os valores de G

para o experimento 1 são extremamente baixos e aumentam de

forma gradativa, porém não significativa, à medida que a isoterma se afasta da base.

Diante dessas observações, parece haver uma relação entre superaquecimento do

líquido com V

e G

, nos experimentos com solidificação unidirecional, sendo que, quanto

maior o grau de superaquecimento do líquido, maiores valores de gradiente e menores valores

de velocidade são obtidos. E quanto menor o superaquecimento, menores valores de

gradientes e maiores valores de velocidade.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

99,0

07,89

13,1

⋅=

−

•

Taxa de resfriemanto do Líquido (K/s)

Posição (mm)

Colunar

Equiaxial

TCE

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

107

Figura 5.55. Comparação entre V

obtidas em todos os experimentos.

Figura 5.56. Comparação entre G

obtidas em todos os experimentos

Com exceção do experimento 1, as taxas de resfriamento do líquido variam com a

posição de maneira muito semelhante nos experimentos com resfriamento unidirecional,

conforme mostra o gráfico da Figura 5.57.

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

0,50

Exper. 1 (ZAXLA05413 resf. Lento)

Exper. 2 (ZAXLA05413)

Exper. 3 (ZAXLA05413)

Exper. 4 (ZAXLA05413)

Exper. 5 (AZ91)

(mm/s)

Posição (mm)

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Exper. 1 (ZAXLA05413 resf. Lento)

Exper. 2 (ZAXLA05413)

Exper. 3 (ZAXLA05413)

Exper. 4 (ZAXLA05413)

Exper. 5 (AZ91)

(K/mm)

Posição (mm)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

108

Figura 5.57. Comparação entre

•

obtidas em todos os experimentos.

Esses resultados indicam que o superaquecimento influencia nos valores de V

e G

mas não influencia nos valores de

•

, nos experimentos com solidificação unidirecional,

mesmo para o experimento 5 realizado com outra liga, no caso, AZ91.

Para essas duas ligas de magnésio em estudo, a taxa de resfriamento crítica para a TCE

parece estar em torno de 0,80 K/s.

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

3,0

3,5

4,0

4,5

Exper. 1 (ZAXLA05413 resf. Lento)

Exper. 2 (ZAXLA05413)

Exper. 3 (ZAXLA05413)

Exper. 4 (ZAXLA05413)

Exper. 5 (AZ91)

Taxa de resfriamento do liquido (K/s)

Posição (mm)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

109

5.6 Correlação entre variáveis de solidificação (V

, G

•

T ) e estrutura

A influência das variáveis térmicas V

, G

•

T , nos parâmetros de estrutura também

foi objetivo desse trabalho.

Após a realização de solidificação unidirecional com resfriamento pela base, os

lingotes foram submetidos a análises metalográficas nas regiões próximas dos termopares.

A Figura 5.58 mostra uma série de micrografias retiradas das diferentes posições da

amostra do experimento 2, onde se percebe a orientação de crescimento das dendritas e a

mudança no grau de refinamento.

Figura 5.58. Metalografias retiradas de diferentes posições na amostra solidificada no

experimento 2.

15 mm

30 mm

60 mm

45 mm

75 mm

90 mm

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

110

A Figura 5.59a, mostra uma metalografia onde se percebe na região central o

desenvolvimento da dendrita e na Figura 5.59b, a mesma imagem realçando a dendrita e a

medição entre centros de braços secundários.

Figura 5.59. Metalografia da amostra solidificada no experimento 2 na posição de 75 mm. a)

desenvolvimento da dendrita na região central da imagem e b) mesma imagem realçando

dendrita e espaçamentos secundários.

A Figura 5.60 mostra o desenvolvimento de uma dendrita obtida no experimento 5

com a liga AZ91, na posição de 15 mm. A região escura interdendrítica é a fase β−Mg

12.

Figura 5.60. Desenvolvimento de braços dendríticos da liga AZ91. Experimento 5, posição de

15mm.

Não foram realizadas medições de espaçamento dendrítico secundário (λ

), nas

posições de 90 mm e 105 mm, uma vez que essas regiões ficam fora do crescimento colunar.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

111

A Tabela 5.19 mostra os resultados para os espaçamentos dendríticos médios obtidos

dos experimentos 2, 3, 4 e 5.

Esses resultados foram correlacionados com as taxas de resfriamento do líquido

obtidas nos experimentos em cada posição. As Figuras 5.61, 5.62, 5.63 e 5.64 mostram as

curvas obtidas com suas respectivas equações de correlação com valores de máximo e

mínimo.

Tabela 5.19. Resultados de λ

medidos para cada posição nos três experimentos.

Experimento 2

Posição (mm)

λλ

2 2

médio

(µ

(µ(µ

(µ

Min. Max. N° de medições

Desvio Padrão

38,64 31,77 45,88 15 4,30

54,83 50,03 67,75 15 4,84

62,22 56,24 79,63 15 5,74

68,93 61,15 77,11 15 4,19

73,64 65,42 84,84 14 5,91

Experimento 3

Posição (mm)

λλ

2 2

médio

(µ

(µ(µ

(µ

Min. Max. N° de medições

Desvio Padrão

41,83 34,12 48,11 15 3,96

50,57 42,02 59,73 15 5,34

61,07 50,48 69,16 15 5,75

69,32 55,81 73,53 15 4,68

70,75 60,20 86,87 15 7,69

Experimento 4

Posição (mm)

λλ

2 2

médio

(µ

(µ(µ

(µ

Min. Max. N° de medições

Desvio Padrão

41,98 32,18 49,24 17 5,29

46,30 40,11 57,95 17 6,16

49,78 43,06 55,38 17 3,81

54,13 41,78 67,19 17 7,51

57,77 47,42 71,65 17 7,19

Experimento 5

Posição (mm)

λλ

2 2

médio

(µ

(µ(µ

(µ

Min. Max. N° de medições

Desvio Padrão

61,44 53,4 74,08 16 5,18

71,92 59,28 82,98 16 7,27

79,36 66,34 89,9 16 5,62

83,76 72,38 104,94 16 9,19

86,42 69,91 99,77 16 9,87

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

112

Figura 5.61. Correlação entre λ

•

T obtida no experimento 2. (Escala dos eixos em Log

Figura 5.62. Correlação entre λ

•

T obtida no experimento 3. (Escala dos eixos em Log

1 2 3 4 5

100

110

Taxa de resfriamento do Líquido (K/s)

98,0

49,66

38,0

⋅=

−

•

EDS (

) µ

Experimento 2 (ZAXLa05413)

1 2 3 4 5

100

110

97,0

73,68

34,0

⋅=

−

•

Taxa de resfriamento do Líquido (K/s)

EDS (

) µ

Experimento 3 (ZAXLa05413)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

113

Figura 5.63. Correlação entre λ

•

T obtida no experimento 4. (Escala dos eixos em Log

Figura 5.64. Correlação entre λ

•

T obtida no experimento 5. (Escala dos eixos em Log

1 2 3 4 5

100

110

96,0

48,52

18,0

⋅=

−

•

Taxa de resfriamento do Líquido (K/s)

EDS (

) µ

Experimento 4 (ZAXLa05413)

1 2 3 4 5

100

110

Experimento 5 (AZ91)

99,0

02,80

18,0

⋅=

−

•

EDS (

) µ

Taxa de resfriamento do Líquido (K/s)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

114

Analisando somente a variação do λ

nos três experimentos com a liga ZAXLa05413,

são verificadas diferenças entre os dois primeiros experimentos (2 e 3), que foram realizados

sob as mesmas condições, ou seja, com alto superaquecimento, quando comparados com o

experimento 4 como menor grau de superaquecimento do líquido. Observa-se que para uma

mesma

•

T são observados diferentes λ

principalmente nas posições mais distantes da base

conforme mostra o gráfico da Figura 5.65. Importante lembrar novamente que a taxa de

resfriamento nos três experimentos com a liga ZAXLa05413, se comportaram da mesma

maneira com a posição (Figura 5.57), de forma que a causa da diferença nos espaçamentos

dendríticos não poderia ser explicada por variação de taxas de resfriamento.

Figura 5.65. Diferenças observadas em λ

em função de

•

T nos experimentos com a liga

ZAXLa05413.

O parâmetro que influencia de forma significativa na inclinação das curvas do gráfico

acima é a velocidade da isoterma que é influenciada pelo o grau de superaquecimento do

banho e modifica as estruturas formadas. Os altos valores de V

no experimento 4 acarretaram

uma variação pequena nos espaçamentos dendríticos, enquanto que os baixos valores de V

obtidas nos experimentos 2 e 3 ocasionaram maiores variações nos espaçamentos dendríticos

conforme mostra o gráfico da Figura 5.66.

Dessa forma, parece haver uma maior influência da velocidade de avanço da isoterma

liquidus nos espaçamentos dendríticos.

1 2 3 4 5

Experimento 2

Experimento 3

Experimento 4

EDS (

) µ

Taxa de resfriamento do Líquido (K/s)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

115

Figura 5.66. Influência de V

em λ

nos experimentos realizados com a liga ZAXLa05413.

As maiores velocidades de avanço da isoterma no experimento 4 promoveram menor

variação no espaçamento entre braços dendríticos secundários. Esse fato pode ser explicado

pelo menor tempo obtido durante o processo de difusão e formação dos braços secundários. O

avanço rápido da frente de solidificação promoveu um certo grau de uniformização dos braços

durante o processo de solidificação gerando essa menor diferença.

Por outro lado os experimentos 2 e 3 com velocidades menores, permitiram maior

tempo no processo de difusão e formação de braços dendríticos durante a solidificação. O

avanço mais lento da frente de solidificação permitiu maiores diferenças entre o espaçamento

dendrítico secundário.

Isso é verificado na variação da inclinação das retas nos gráficos da Figura 5.66. O

gráfico sugere que quanto maior o grau de superaquecimento, menores velocidades de avanço

da isoterma são obtidas e mais inclinada fica a curva do gráfico enquanto que menor grau de

superaquecimento promove maior velocidade de avanço da isoterma e menos inclinada fica a

curva do gráfico.

0,15 0,2 0,25 0,3 0,35 0,4 0,45 0,5

EDS (

) µ

95,0

26,2

17,2

⋅=

−

94,0

96,6

60,1

⋅=

−

97,0

59,28

50,0

⋅=

−

Experimento 2

Experimento 3

Experimento4

(mm/s)

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

116

6. CONCLUSÕES

Os objetivos iniciais desse trabalho foram atingidos uma vez que os resultados obtidos

permitiram que fossem extraídas as seguintes conclusões:

• O sistema experimental elaborado mostrou-se eficiente quanto à fusão de ligas

de magnésio e formação de amostras solidificadas para estudo de macro e

microestruturas.

• A análise térmica da liga mostrou que o início e o fim da solidificação, ou seja,

e T

, ocorre próximo de 616°C e 586°C respectivamente.

• As curvas de resfriamento indicam transformação de fase ocorrendo na zona

pastosa em torno de 608°C e outra ocorrendo no estado sólido próximo de

526°C.

• Foram observados compostos ricos em alumínio e lantânio na forma de

precipitados facetados e aciculares, sugerindo que, ou o composto Al

não

se dissolveu sob a forma acicular ou ocorre a formação de outro composto

mais rico em lantânio (Al

La).

• Há diferenças significativas na morfologia dos dois compostos lamelares

observados na liga. No composto lamelar mais grosseiro há presença de

quantidades de alumínio, lantânio e cálcio, enquanto que no composto lamelar

mais fino somente ocorre a presença de alumínio e cálcio. A formação de um

ou de outro composto lamelar vai depender das condições de segregação dos

elementos de liga.

• A macrografia obtida do lingote solidificado sob condições de resfriamento

lento, revela uma variação do tamanho de grão equiaxial ao longo da amostra.

Uma explicação para as diferenças no tamanho de grão foi realizada em função

da velocidade da isoterma liquidus que mostrou variação ao longo da posição e

influenciou na formação da estrutura. A variação da taxa de resfriamento é

desprezível.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

117

• Foi verificado que um alto grau de superaquecimento do líquido promove

maiores valores de G

e menores valores de V

, enquanto que

superaquecimento menor promove menores valores de G

e maiores valores de

• V

e G

obtiveram valores diferentes na transição colunar-equiaxial entre os

experimentos com baixo e alto superaquecimento enquanto que os valores da

taxa de resfriamento do líquido foram muito semelhantes para os três

experimentos.

• O critério de transição colunar-equiaxial baseado na taxa de resfriamento

crítico foi adotado sendo a faixa encontrada para a liga em estudo entre: 0,83

K/s <

•

< 0,87K/s.

• O experimento 5 com a liga AZ91 mostrou resultado de taxa de resfriamento

semelhante na TCE, em torno de 0,8K/s.

• Foram levantadas expressões matemáticas correlacionando λ

em função de

•

para os experimentos com solidificação unidirecional.

• Ocorrem diferenças nos valores de espaçamentos dendríticos entre os

experimentos com maior e menor superaquecimento.

•

T iguais apontam

diferentes λ

, sobretudo nas posições mais distantes da base e com menores

valores de

•

T .

• Foi verificada uma influência de V

em relação ao λ

. A correlação entre V

é influenciada pelo grau de superaquecimento do banho. Quanto menor o

superaquecimento do liquido maior V

e menor λ

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

118

7. TRABALHOS FUTUROS

Trabalhos futuros visando maior compreensão do fenômeno de solidificação nas ligas

de magnésio:

• Realização de experimentos de solidificação unidirecional da liga ZAXLa

variando a composição dos elementos de liga e verificando a influência dos

mesmos na formação de estruturas e propriedades mecânicas;

• Desenvolvimento de algoritmos para previsão de estruturas nas ligas

ZAXLa05413 e AZ91 com base nas equações levantadas nesse trabalho;

• Alteração das condições de extração de calor no experimento de solidificação

unidirecional variando material da base e meios de resfriamento para

verificação da influência na formação de estruturas e TCE;

• Realização de solidificação unidirecional vertical descendente nas ligas

estudadas para comparação com resultados obtidos;

• Desenvolvimento de algoritmo para obtenção dos coeficientes de transferência

de calor entre metal/molde utilizado no experimento e influência dos mesmos

na formação de estruturas;

• Desenvolver aparato experimental para realizar solidificação da liga sob altas

pressões para simular condições de processo de fundição sob pressão, visando

a verificação da influência dessa variável na formação de estruturas.

• Realizar estudo sobre segregação ao longo do lingote e verificar a influência

desse fenômeno no processo de solidificação e na formação de estruturas.

ANÁLISE DA SOLIDIFICAÇÃO DE LIGAS DE MAGNÉSIO PARA

APLICAÇÃO NA FABRICAÇÃO DE MOTORES

119

8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Materiais. Porto Alegre, Universidade Federal do Rio Grande do Sul.

Dissertação de

Mestrado

Siqueira Filho, C. A. d. (2002). Influência de Parâmetros Térmicos de Solidificação na

Transição Colunar-Equiaxial. Faculdade de Engenharia Mecânica. Campinas - SP,

Universidade Estadual de Campinas -UNICAMP.

Tese de Doutorado

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