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Os autores são do Institut für Giessereitechnik GmbH, de Düsseldorf (Alemanha). O artigo Einfluss von Gefügeabweichunge auf die
Werkstoffeingenschaften von Gussteilen aus Gusseisen mit Kügelgraphit foi originalmente publicado na revista alemã
Giesserei n° 4, de 2006, pp. 26-46. Reprodução autorizada pelo editor. Tradução de Themistocles Rodrigues Júnior,
A INFLUÊNCIA DOS DESVIOS DA MICROESTRUTURA SOBRE AS
PROPRIEDADES DO FERRO FUNDIDO NODULAR. A obtenção de uma microestrutura ideal, conforme descrito na maior parte da literatura, é
bastante difícil na prática, deixando o fundidor na dúvida sobre o que realmente esperar das propriedades do ferro fundindo nodular. Para ajudá-lo, este artigo apresenta um estudo no qual foram ensaiados dois tipos de material (GJS-400 e GIS-700), com desvio em sua microestrutura.
O ferro fundido nodular (EM – GJS) é um material de construção atraente, considerando-
se as suas propriedades mecânicas e físicas. Em 2004, aproximadamente 1,43 milhão de toneladas de peças fundidas neste material foi produzido somente na Alemanha [1].
As propriedades mecânicas estáticas, dinâmicas e cíclicas do ferro fundido nodular, as quais são especificadas em normas, em diversas publicações e em bancos de dados, é a base para o dimensionamento apropriado dos componentes fabricados com ele [2-5].
Estas informações se referem quase exclusivamente a amostras de ferro fundido nodular com uma microestrutura ideal, ou seja, com conformação nodular da grafita e matriz (ferrita/perlita) sem inclusões não-metálicas e defeitos de fundição. Entretanto, na prática, a microestrutura dos componentes de ferro fundido nodular raramente apresenta este estado ideal.
Os efeitos dos desvios da microestrutura sobre as propriedades das peças fundidas neste metal ainda não são totalmente conhecidos. A conseqüência disso são incertezas na avaliação, ou seja, dúvidas sobre se os fundidos com estes desvios apresentam as propriedades exigidas e podem ser utilizados.
Muitas vezes, na análise e no esclarecimento de defeitos existem dúvidas sobre o fato de eles terem sido ou não provocados por desvios das microestruturas ou pela sobrecarga do componente.
Deste modo, o objetivo do projeto no qual este artigo é baseado foi determinar os dados do ferro fundido nodular, considerando-se os desvios da sua microestrutura. Neste sentido foram procuradas as características que podem ocorrer na produção real de componentes fundidos neste metal. No entanto, vale mencionar que a influência dos desvios da microestrutura não é considerada ou não é conhecida na literatura normativa sobre o assunto.
Figura 1 – Tratamento do magnésio pelo processo sandwich, para a produção de ferro fundido nodular.
Características e motivos dos desvios da microestrutura. No ferro fundido nodular produzido industrialmente, os desvios ou defeitos da
microestrutura podem ocorrer, por exemplo, em razão de uma alteração dos nódulos de grafita, da sua degeneração na superfície da peça ou em forma de inclusões não-metálicas e de fases duras na matriz metálica.
A ocorrência de desvios ou defeitos da microestrutura dos ferros fundidos nodulares nem sempre pode ser completamente evitadas, já que as condições de fabricações são bastante divergentes.
A figura 2 explica a influência de diferentes condições de fabricação sobre a microestrutura e, deste modo, sobre as propriedades mecânicas do ferro fundido nodular. Os materiais metálicos da carga (sucata, ferro-gusa, ligas de adição e agentes de inoculação), a condução, o tratamento e a temperatura do banho fundido, por exemplo, exercem uma influência significativa sobre a ocorrência de desvios da microestrutura [6-8].
Na prática operacional, uma série de defeitos da microestrutura do ferro fundido nodular
prejudica as suas propriedades mecânicas. A tabela 1 apresenta um resumo dos desvios deste tipo e as suas causas.
Composição química normal Teor dos elementos de liga
Teor dos elementos residuais
Forma e espessura de parede da peça fundida Material do molde Carga metálica Condução da
fusão, tratamento do banho fundido. Processo de
moldagem
Condições de resfriamentos
Condições da nucleação do banho
fundido
Composição química
Temperatura de vazamento
Tempo de vazamento Microestrutura
Estabilidade dimensional
Superfície Propriedades mecânicas tecnológicas
Figura 2 – Influência das diferentes condições de fabricação sobre a microestrutura e as propriedades das peças de fero fundido [9].
Tabela 1 – Tipo e razão dos desvios das microestruturas de ferro fundido nodular.
Desvio da microestrutura Motivo Referência bibliográfica
Formação insuficiente de nódulos (nodulariedade)
- Baixo teor residual de manganês no ferro fundido, por exemplo, <0,03%
- Inoculação insuficiente - Teores de titânio e cério/mishmetal - Carbono equivalente baixo
[10 – 13]
Grafita intercelular, também denominada grafita intercelular
lamelar
- Tempo de solidificação longo - Elementos da ordem de traços e residuais (Ti, Bi, Sb, Pb) - Materiais de carga com alta pureza O aumento dos teores de magnésio, antimônio e arsênio também podem conduzir a formação de lamelas, ao invés de nódulos. - Baixos teores de antimônio podem promover a formação d nódulos (atenção com a interação com o sério)
[10, 12, 14-16, 18]
Nódulos explodidos (figura 3)
- Utilização de material de carga muito puro combinando com a adição de cério - Banho fundido com composição química hipereutética (carbono equivalente > 4,3%) - Teores muito altos magnésio residual no banho de ferro fundido - Tempo de solidificação longo
[10,12, 16, 17, 19-21]
Flotação da grafita (acumulação primária dos
nódulos separados do banho fundido)
- Banho fundido com composição química hipereutética carbono equivalente > 4,3%) - Longos tempos de resfriamento e de solidificação
[11, 12, 19, 2-24]
Grafita chunky (grafita intracelular finamente
distribuída em partículas arredondadas)
- Longo tempo de solidificação - Material de carga puro - Elementos da ordem de traços (Ce, Pb, Sb, As) Teores de silício, níquel e cálcio mais altos
[10, 15, 16, 22, 2, 26]
Grafia lamelar na periferia da peça fundida
(figura 4)
- Tempos longos de resfriamento e de solidificação - Material do molde rico em enxofre
[22, 27-30]
Inclusões não-metálicas (carbonetos,
carbonitretos, compostos de magnésio e oxigênio e compostos de magnésio e
enxofre)
- Tempo de solidificação longo - Condições de solidificação (nucleação) - Pequenas quantidades de cromo, manganês, vanádio, titânio, molibdênio, boro e nióbio - Teor muito alto de magnésio residual no metal fundido - Baixo tempo de permanência do banho
[10,12, 15, 27]
Bandas d ferrita na periferia da peça fundida
- Logo tempo de resfriamento no estado sólido - Atmosfera oxidante na superfície de limite do material de moldagem/superfície fundida
[28]
Drosses (camada superficial e inclusões de
drosses)
- Alto teor de magnésio residual no banho - Forte turbulência no enchimento do molde - Baixa temperatura de vazamento
[22, 23, 31, 32]
As figuras 3 e 4 mostram exemplos de nódulos de grafita explodidos e da presença de grafita lamelar na borda do fundido, respectivamente. As imagens de outras degenerações da microestrutura serão apresentadas no subtítulo “Resultados dos ensaios do ferro fundido nodular”.
ENSAIOS E RESULTADOS. A realização do ensaio. Para a execução dos ensaios do ferro fundido nodular, foram produzidas amostras com
diferentes desvios da microestrutura. Elas deveriam apresentar volume suficiente para a fabricação de diversas barras de teste, além de garantir uma solidificação o mais uniforme possível.
A fundição simultânea de quatro corpos-de-prova retangulares em uma caixa de moldagem resultou em um enchimento simétrico do molde e em uma solidificação uniforme (figura 5).
Os banhos fundidos foram produzidos em um forno a indução sem núcleo de média
freqüência, com capacidade para 10 kg e revestimento refratário ácido. O metal fundido de base, por sua vez, foi produzido com ferro-gusa de fundição e sucata d aço.
Figura 3 – Nódulos de grafita explodidos.
Figura 4 – Degeneração da grafita na zona periférica de um ferro fundido nodular.
Figura 5 – Representação esquemática do sistema de alimentação das amostras utilizadas nos testes.
A temperatura de vazamento do forno chegou a 1520°C, enquanto a do ente 1400°C. O tratamento com magnésio (Mg) foi realizado de acordo com o processo sandwich, com
1,4% da liga nodularizante de ferro-silício-magnésio. A quantidade da agente de inoculação adicionado no jato de vazamento ficou em cerca de 0,3%.
Os moldes de fundição foram fabricados com um material de moldagem aglomerado com resina fria (aglomerante de resina fenólica).
Dos blocos de amostra em forma de paralelepípedo, foram extraídos corpos-de-prova para os seguintes testes: Ensaios de tração; Ensaios de tração e compressão alternantes; Ensaios de flexão alternantes de quatro pontos; Ensaios de fadiga por flexão rotativa; Pesquisa da mecânica de fratura; Ensaios metalográficos.
A tabela 2 resume as condições dos procedimentos de teste executados. Outras
informações a este respeito podem ser consultadas na referencia bibliográfica 34.
Tabela 2 - Condições de ensaio da microestrutura.
Processo de ensaio
Observações
Ensaio de tração e compressão alternantes
- Solicitação alternante (R = σmin. / σmax. = -1) - Máquina para ensaio de ressonância e 100 kN (Testronic, Fa.
Russenberger). - Freqüência d ensaio: 158 Hz - Critérios de interrupção: caída da freqüência alternante em 150 Hz alternâncias de carga - Análise conforme o processo horizontal e escalonado
Ensaio de flexão alternante de quatro pontos
- Solicitação alternante (R = σmin. / σmax. = -1) - Máquina para ensaio de ressonância e 100 kN (Testronic, Fa. Russenberger). - 29 kN, dispositivo de quatro pontos - Freqüência de ensaio: 100 Hz - Critério de interrupção: caída da freqüência em 90 Hz, com 10’alternâncias de carga. - Análise conforme o processo horizontal e escalonado
Ensaio de fadiga por flexão rotativa
- Freqüência de ensaio: 50 Hz (300 rpm) - Critério de interrupção: ruptura do corpo-de-prova na área de resistência à fadiga, com tempo finito, e na área transiente após 10’ciclos de carga - Análise conforme o processo horizontal e escalonado
Ensaio mecânico de ruptura
- Dispositivo de flexão de três pontos, conforme a ISSO 12135:2002(E)[33] - Iniciar o valor progressivo da deflexão Δa - Registro de força, da deflexão, da demonstração do entalhe e da rigidez do corpo-de-prova - Derivação do parâmetro de ruptura mecânica (por exemplo, valor do início da fissura Ji/l. e resistência ao alongamento de fissura Tj)
Análise quantitativa da microestrutura
- Microscópio de luz incidente com o pacote de programas a 4i da Fa. SIS - Micrografia dos corpos-de-prova testados - Constantes da nodularidade n= 4 A/lm onde A= área e 1m = diâmetro de Feret máx. das partículas, cujo fator de forma é maior que, com mais da metade de todas as partículas com 0,62>n> 0,525
Resultados dos ensaios do ferro Fundido nodular. Ferro fundido nodular de referência – Para comparar as características das ligas
ensaiadas e os desvios da microestrutura produzidos, diversos ferros fundidos nodulares sem defeitos foram produzidos; são os chamados ferros fundidos nodulares de referência.
A seguir são listados os materiais deste tipo, que foram fabricados e utilizados nos testes (tabela 3):
Tabela 3 – Composição química dos ferros fundidos nodulares de referência, sem desvios de
microestrutura.
Material Elementos químicos (% em peso) Grau de
saturação Sc
C Si Mn P S Cu Mg
Ferro fundido nodular GJS-400, referência TTF-400
3,57 2,26 0,03 0,006 0.008 - 0.043 1,01
Ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400
3,43 2,16 0,17 0,03 0,007 - 0.036 0,96
Ferro fundido nodular GJS-700, referência EBF-700
3,63 2,28 0,2 0,007 0,008 0,64 0,04 1,03
Ferro fundido nodular básico (GJS-400) com tratamento térmico de ferritização, que neste
artigo é chamado d ferro fundido nodular GJS-400 referência TTF-400. Ferro fundido nodular (GJS-400) no estado bruto de fundição, que aqui é denominado ferro
fundido nodular GJS-400, referência EBF-400. Ferro fundido nodular (GJS-700) no estado bruto de fundição, que chamaremos de ferro
fundido nodular GJS-700, referência TTF-700.
Na tabela 4 apresenta os valores característicos de ensaio de tração e os parâmetros decisivos da microestrutura. O tratamento térmico do ferro fundido nodular de referência foi feto com o objetivo de se obter um material comparável com os ferros fundidos nodulares com grafita intercelular e com carbonetos de contorno de grão.
Os ferros fundidos nodulares GJS-400, referência EBF-400, e GJS-700, referência TTF-700, foram submetido a um recozimento ferritizante (800°C, 4h/680°C, 7 k/h, devido ao alto teor de perlita no estado bruto de fundição (entre 205 e 30%).
Os três materiais de referência foram submetidos aos ensaios de tração e compressão alternantes (σTCA) e de fadiga por reflexão rotativa (σFFR).
No ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, também foram executados ensaios de flexão alternantes de quatro pontos.
Tabela 4 – Parâmetros da microestrutura e propriedades mecânicas estáticas dos ferros fundidos nodulares pesquisados.
Ensaio
Características da microestrutura Propriedade mecânica estática
Contagem de nódulos
(mm-2)
Diâmetro médio do nódulo (mm)
Nodularidade (%)
Ferrita/perlita
Resistência à tração Rm
(N/mm²)
Limite de escoamento
Rp0,2 (N/mm²)
Alongamento à
ruptura A (%)
FFN GJS-400, referência TTF-400 54 56 76 97/3 385 251 28
FFN GJS-400, referência EBF-400
145 37 84 97/3 401 261 20
FFN GJS-700, referência EBF-700
75 41 93 6/94 678 402 3
FFN GJS-400 com nodularidade reduzida
57 58 61 8/16 421 271 19
FFN GJS-400 com 1% de grafita intercelular e tratamento térmico de ferritização
101* 41* 85* 96/4 387 256 26
FFN GJS-400 com 1,2% de grafita intercelular e tratamento térmico de ferritização
113* 40* 82* 96/4 398 275 22
FFN GJS-400 com carbonetos de contorno de grão e tratamento térmico de ferritização
59 55 89 87/13 401 252 25
FFN GJS-400 com flotação de grafita 139 54 52 92/8 - - -
FFN GJS-400, abaixo da flotação 75 48 87 89/11 411 271 26
FFN GJS-400 com inclusões não-metálicas
63 56 80 79/21 444 282 19
FFN GJS-700 com 1,3% de grafita intercelular
119* 33* 84* 0/100 50 408 3
FFN GJS-700 com 3,6% de grafita intercelular
132* 34* 75* 0/100 516 396 1
FFN 61 1 94 21/79 618 363 5 Biela sem degeneração GJS-700 com carbonetos de contorno de grão
- - - 0/100 818 464 7,1
Biela com 7% de grafita intercelular - - - 0/100 600 14 1,9
Características da nodularidade: partículas com n>0,625, sendo metade delas tinha 0,625>n>0,525 e n = 4A/lm (diâmetro de Feret máx. Im). Grafita intercelular: partículas com alongamento F>0,6 (F = razão entre o diâmetro de Feret mín./máx.). * Inclusive partículas de grafita degenerada.
As figuras 6 a 9 apresentam os resultados das curvas de Wöhler registradas nos ensaios de tração e compressão alternantes e nos teste de flexão alternantes de quatro pontos.
Todos os valores da resistência às solicitações alternantes, mesmo aquele dos ensaios de fadiga por flexão rotativa (sem a apresentação da curva de Wöhler), são indicados na tabela 5.
Figura 7 – Curvas de Wöhler para o ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, com resistência à tração e compressão alternantes de 182 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Figura 6 - Curvas Wöhler para o ferro fundido nodular GJs-400, referência TTF-400, com resistência à tração e compressão alternantes (σTCA) de 171 N/mm² e probabilidade de ruptura 50%.
Figura 8 – Curvas de Wöhler para ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, com resistência à flexão alternante de 256 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Figura 9 – Curvas de Wöhler para ferro fundido nodular GJS-700, referência TTF-700, com resistência à tração e compressão alternantes de 234 n/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Tabela 5 – Resultados referentes aos ensaios de resistência alternante e de ruptura mecânica.
Ensaio
Resistência à tração e
compressão alternantes
σTCA (N/mm²)
Resistência à fadiga por
flexão rotativa σFFR
(N/m²)
Resistência à flexão
alternante σFA
(N/mm²)
Valor da iniciação da fissura Ji/BL
(kJ/m²)
Resistência ao
progresso da trinca
(Tj)
FFN GJS-400, referência TTF-400 171 184 - 21 94
FFN GJS-400, referência EBF-400 182 207 - 8 54
FFN GJS-700, referência EBF-700 234 50 - - -
FFN GJS-400, com 60% de nodularidade
194 195 - 21 66
FFN GJS-400 com 1% de grafita intercelular e tratamento térmico de ferritização
175 197 - 15 70
FFN GJS-400, com 1,2% de grafita intercelular e tratamento térmico de ferritização
185 203 - 17 59
FFN GJS-400 com carbonetos de contorno de grão e tratamento térmico de ferritização
174 191 - 19 81
FFN GJS-400 com flotação de grafita - - 175 - -
FFN GJS-400, abaixo da flotação 183 - 193 9 62
FFN GJS-400 com inclusões não-metálicas
- 221 - - -
FFN GJS-700 com 1,3% de grafita intercelular
241 244 - - -
FFN GJS-700 com 3,6% de grafita intercelular
249 - - - -
FFN GJS-700 com carbonetos de contorno de grão
219 226 - 17 11
Ferro fundido nodular GJS-400 com baixa nodularidade – A microestrutura desejada foi obtida com a adição reduzida da liga nodularizante de magnésio (75% da quantidade usual). A tabela 6 apresenta a composição química do ferro fundido resultante.
Tabela 6 – Composição química do ferro FFNGJS-400, com nodularidade reduzido.
Elementos químicos (%) Grau de Saturação
Sc C Si Mn P S Mg 3,51 2,25 0,04 0,006 0,008 0,033 0,99
A figura 10 mostra a microestrutura alcançada, com 61% de nodularidade, em comparação
com 81% do material de refer6encia. Esta liga foi submetida a ensaios de tração e de compressão alternantes (figura 11) e d fadiga por flexão rotativa.
Figura 10 – Microestrutura do ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, com 61% de nodularidade (sem
Figura 11 – Curva de Wöhler para ferro fundido nodular GJS-400 com 60% de nodularidade, resistência à tração e compressão alternantes de 194 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%
Ferro fundido nodular GJS-400 com grafita intercelular – Este tipo de degeneração da
grafita foi ajustado com a adição de antimônio (Sb) ao banho fundido. As diferentes proporções de grafita intercelular foram produzidas com o acréscimo de quantidade distintas de antimônio, conforme a tabela 7.
Tabela 7 – Composição química do FFN GLS-400 com grafita intercelular.
Quantidade de
grafita intercelular (%)
Elementos químicos Grau de saturação
Sc C Si Mn P S Sb Mg
0,99 3,58 2,31 0,03 0,007 0,008 0,0069 0,054 1,01 1,12 3,62 2,37 0,044 0,007 0,009 0,0275 0,043 1,03
A figura 12 mostra a microestrutura não-atacada de um ferro fundido nodular com 1,12%
de grafita intercelular, cuja distribuição na microestrutura é feita de modo não homogêneo, na forma de acumulações.
Com o antimônio exerce um efeito estabilizante sobre a perlita em ambos os ferros
fundidos nodulares, ela foi dissolvida por meio de um tratamento térmico ferritizante. A percentagem de perlita após este procedimento ficou em cerca de 1%.
Ambos os ferros fundidos nodulares foram submetidos a ensaios de tração e compressão alternantes e de fadiga por flexão rotativa. As figuras 13 e 14 mostram os resultados dos ensaios de tração e compressão alternantes, enquanto a tabela apresenta todos os resultados obtidos.
Figura 12 – Microestrutura do ferro fundido nodular GJS-400, com 1,12% de grafita intercelular (não-atacada).
Figura 13 – Curvas de Wöhler para ferro fundido nodular GJS-400 com 0,99% de grafita intercelular, resistência à tração e compressão alternantes de 17 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Figura 14 – Curvas de Wöhler para o ferro fundido nodular GJS-400 com 1,12% de grafita intercelular, resistência à tração e compressão alternantes de 185 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Ferro fundido nodular GJS-400 com carbonetos de contorno d grão – O ajuste da microestrutura com carbonetos de contorno de grão foi feito com a adição de ferro-cromo e ferro-boro. A composição química do ferro fundido resultante está na tabela 8.
Tabela 8 – Composição química do ferro fundido nodular GJS-400 com carbonetos de contorno
de grão. Elementos químicos (%) Grau de
Saturação Sc C Si Mn P S Cr B Mg 3,56 2,18 0,052 0,007 0,007 0,12 0,0028 0,043 1,00
A microestrutura obtida apresentou aproximadamente 30% de perlita no estado bruto de
fundição, além de carbonetos de contorno de grão, em razão do efeito estabilizante dos elementos cromo e boro sobre os carbonetos. Por este motivo, as amostras fundidas foram submetidas a um tratamento térmico ferritizante.
A figura 15 mostra a microestrutura de uma das amostras rompidas no ensaio alternante. As percentagens de perlita e de carbonetos alcançaram cerca de 13% e 1%, respectivamente.
A figura 16 apresenta os resultados do ensaio d tração e compressões alternantes, enquanto
os dados do teste de resistência à fadiga por flexão estão na tabela 5.
Figura 15 – Microestrutura do ferro fundido nodular GJS-400 com carbonetos de contorno de grão após o tratamento térmico, atacada com ácido nítrico 3% (Nital).
Ferro fundido nodular GJS-400 com flotação de grafita – Os corpos-de-prova com
flotação de grafita foram produzidos com base em um ferro fundido com elevado grau de saturação. A tabela apresenta a composição química do ferro fundido.
Tabela 9 - Composição química do ferro fundido nodular GJS-400 com flotação de grafita.
Estado Elementos químicos (%) Grau de saturação Sc C Si Mn P S Mg
Análise do banho fundido
3,84 2,45 0,076 0,008 0,008 0,039 1,10
Abaixo da flotação 3,55 - - - - - 1,02
Amostras planas para o ensaio de flexão alternante foram extraídas da área de flotação e fora dela. A percentagem de grafita na camada de flotação alcançou cerca de 27%, enquanto que abaixo dela ficou m proximadamente 12%.
No caso, a relação média entre a flotação e a espessura residual da amostra é de 5/6,5 mm ≈ 1:4. Os resultados do ensaio da resistência à flexão alternante são apresentado na tabela 5.
Ferro fundido nodular GJS-400 com inclusões não-metálicas – As inclusões não-
metálicas foram produzidas com um teor excessivo de magnésio. A tabela 10 mostra a composição química do ferro nodular, ao passo que a figura 17 apresenta a micrografia da microestrutura não-atacada, destacando as suas inclusões.
Tab. 10 – Composição química do ferro fundido nodular GJS-400 com inclusões não-metálicas.
Elementos químicos (%) Grau de
Saturação Sc C Si Mn P S Mg 3,67 2,31 0,075 0,008 0,006 0,093 1,04
Figura 16 – Curvas de Wöhler do ferro fundido nodular GJS-400 tratado termicamente, com carbonetos de contorno de grão, resistência à tração e compressão alternantes de 174 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
A quantidade de perlita na microestrutura, no estado bruto de fundição, ficou em oro de
21%. Isso se deve ao efeito estabilizante do magnésio sobre ela. Os ensaios de fadiga por flexão rotativa foram executados neste estado do material (tabela 5).
Ferro fundido nodular GJS-700 com grafita intercelular - Esta forma de grafita foi
produzida com a adição de antimônio no banho, conforme realizado no ferro fundido nodular GJS-400. A tabela 11 apresenta a composição química do ferro fundido resultante.
Tabela 11 – Composição química do ferro fundido nodualar GJS-700 com grafita intercelular.
Quantidade de
grafita Elementos químicos (%) em peso Grau de
saturação Sc C Si Mn P S Cu Sb Mg 1,25 3,64 2,24 0,29 0,008 0,007 0,62 0,0078 0,047 1,02 3,6 3,72 2,19 0,29 0,007 0,008 0,64 0,0335 0,049 0,05
O rendimento do antimônio foi bastante diferente, resultando no ajuste de quantidades
muito distintas de grafita intercelular (tabela 4). A figura 18 mostra a microestrutura de uma amostra com cerca de 3,6% de grafita intercelular.
Figura 17 – Microestrutura de ferro fundido nodular GJS-400 com inclusões
Figura 8 – Microestrutura de ferro fundido nodular GJS-700 com 3,6% de grafita intercelular (não-atacada).
Nas amostras produzidas com este material, foram feitos ensaios de tração e compressão alternantes, assim como teste de fadiga por flexão rotativa. Os resultados estão nas figuras 19 e 20 e na tabela 5.
Figura 19 – Curvas de Wöhler para o ferro fundido nodular GJS-700 com 1,25% de grafita intercelular, resistência à tração e compressão de 241 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Figura 20 – Curvas de Wöhler para o ferro fundido nodular GJS-700 com 3,6% de grafita intercelular, resistência à tração e compressão alternantes de 249 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Ferro fundido nodular GJS-700 com carbonetos de contorno de grão – O ajuste da microestrutura para obtenção de carbonetos de contorno de grão foi feito com a adição de ferro-cromo e ferro-boro. A tabela 12 apresenta a composição química do ferro fundido.
Tabela 12 – Composição química do FFN GJS-700 com carbonetos de contorno de grão.
Elementos químicos (%) Grau de
saturação Sc C Si Mn P S Cu Cr B Mg 3,61 2,22 0,22 0,008 0,01 0,63 0,17 0,0041 0,044 1,01
A determinação do teor de carbonetos pela análise da imagem não foi possível, devido à
sua morfologia e ao teor de ferrita (21%). Os carbonetos estavam presentes na forma delgada nos contornos de grão e nas áreas residuais do banho fundido (figura 21).
Neste material, foram realizados os ensaios de tração e compressão alternantes e os testes de fadiga por flexão rotativa. Os resultados estão na figura 22 e na tabela 5.
Figura 21 – Microestrutura do ferro fundido nodular GJS-700, com carbonetos de contorno de grão e ataque com ácido nítrico 3% (Nital).
Estudo da mecânica de fratura do ferro fundido nodular GJS-400 – Pelo fato de se
tratar de um material ferrítico, as curvas de resistência às fissuras foram calculadas pela equação 1[3]. Os coeficientes α, e γ da curva de resistência às fissuras J = f (Δa) são constantes.
J = α + . Δaγ (1)
Com base nas curvas de resistência às fissuras, foram determinados como parâmetros os
valores d Ji/BL (ponto de interseção entre a curva de resistência à fissura e a linha de iniciação).
J = 3,75 x Rm x Δa (2) Os valores J0,2 foram determinados com um prolongamento estável da fissura de Δ = 0,2
mm. Os valores de Ji/BL descrevem a iniciação física da fissura, embora só possam ser
considerados como parâmetros válidos e transferíveis para componentes após a medição da largura da zona de estiramento (SZW), no microscópio eletrônico de varredura. Os valores de Ji/ZW são determinados na potência da base, considerando-se a largura da zona de estiramento como um alargamento estável da fissura Δ[33].
A resistência às fissuras pode ser descrita com o auxílio do módulo de Tearing (TJ).
TJ = J1 – J0,2 x E . 0,8 mm (1/2 (Rp0,2 + Rm))² (3)
Figura 22 – Curvas de Wöhler para o ferro fundido nodular GJS-700 com carbonetos de contorno de grão, resistência à tração e compressão alternantes de 219 N/mm² e probabilidade de ruptura de 50%.
Onde: J1: valor J, com um crescimento estável da fissura de 1 mm. J0,2: valor J com um crescimento estável da fissura de 0,2 mm. E: módulo de elasticidade calculado conforme o método US.
A tabela 5 apresenta o parâmetro para a iniciação da fissura, assim como o módulo TJ, com base nos valores médios de três ensaios individuais.
A figura 23 indica a curva de resistência do ferro fundido nodular GJS-400, referência EF 145, com 145 nódulos/mm², a 20°C.
A figura 24, por sua vez, mostra a média das curvas de resistência às fissuras de todas as ligas. À temperatura ambiente, todas as ligas ensaiadas revelaram um comportamento dúctil da resistência às fissuras.
No ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, com 75 nódulos/mm², os corpos-de-prova foram retirados abaixo da camada de flotação das peças fundidas.
Figura 23 – Curva de resistência às fissuras do ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, com 145 nódulos/mm², a 20°C (valor de três ensaios individuais)
O ensaio dos componentes. O efeito da degeneração da microestrutura sobre o comportamento do fundido foi estudado
com o auxilio de uma biela articulada de ferro fundido nodular (GLS-700), utilizada no motor de um carro de passeio (figura 25).
A degeneração da microestrutura foi feita com grafita intercelular, por meio da adição de
500 ppm de antimônio. A tabela 13 apresenta a composição química das bielas sem e com a degeneração da grafita.
Figura 24 – Curvas de resistência às fussores dos ferros fundidos nodulares GJS-400, a 20°C.
Figura 25 – Biela de ferro fundido nodular GJS-700-3, para o teste de componentes.
Tabela 13 – Composição química da biela pesquisada, sem e com grafita degenerada.
Estado Elementos químicos (%) em peso Grau de saturação Sc C Si Mn Cu P S Sb Mg
Sem degeneração
3,58 2,18 0,29 0,64 0,007 0,01 - 0,047 1,00
Com degeneração
3,62 3,24 0,30 0,68 0,008 0,01 0,034 0,041 1,02
A figura 26 mostra as microestruturas das bielas com degeneração da grafita, nos estados
não-atacado e atacado (posição A da micrografia). A proporção de grafita intercelular ficou em aproximadamente 7%, o que significa que a maior parte da grafita estava na forma degenerada, com uma percentagem total em torno de 12%.
Na matriz metálica, havia cerca de 10% de cementita (figura 26B). O antimônio favorece
não apenas a ocorrência da grafita intercelular, mas também da cementita. As bielas articuladas sem degeneração da grafita apresentaram 100% das grafitas nas
formas VI e V, assim como perlitas totalmente sem cementita livre. As bielas submetidas ao jateamento com areia foram testadas em uma máquina de
ressonância de 150 kN, usada no ensaio de um estágio sob cargas de tração e compressão alternantes (freqüência de teste 146 Hz). O número máximo de ciclos de carga alcançou 2 x 106 alternâncias de carga.
Inicialmente, foi efetuado o teste das bielas sem antimônio, ou seja, sem a degeneração da grafita. Até 4 kN, não foi observada mais nenhuma ruptura (as superfícies de ruptura das amostras fraturadas são ilustrada na figura 25a). No caso da biela com seção transversal média de 243 mm² (ao redor da posição A), isso corresponde uma tensão de 165 N/mm².
As bielas articuladas com antimônio, ou seja, com grafita intercelular ou com irregulares, não apresentaram mais nenhuma ruptura até a carga de 35 kN.
As rupturas nestas bielas ocorreram principalmente na região do olhal menor (figura 25b). Nesta posição, a seção transversal alcança aproximadamente 300 mm²,sendo possível partir de uma tensão em torno de 117 N/mm², com uma carga de 35 kN. Deste modo, conclui-se que a degeneração das microestruturas resultou em uma redução de cerca de 30% da resistência às solicitações alternantes.
Figura 26 – Microestrutura do ferro fundido nodular GJS-700 com grafita predominantemente degenerada e não-atacada (A) e com cementita na matriz metálica, com ácido nítrico 3% (B).
DISCUSSÕES. Ferros fundidos nodulares básicos, sem desvios da microestrutura. A comparação das resistências às solicitações alternantes dos dois ferros fundidos
nodulares JS-400 de refer6encia (tabela 5) mostra uma resistência levemente maior no caso da liga no estado bruto de fundição, com resistência às solicitações alternantes de tração e compressão de 182 N/mm² (referência EFB-400) e 171 N/mm² (referência TTF-400) e resistência à fadiga por flexão rotativa de 207 N/mm² (EFB-400) e 184 N/mm² (TTF-400). O motivo disso não apenas na resistência à tração levemente maior do ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400 (401 N/mm²), como também no seu maior número de nódulos de grafita (145 nódulo/mm²). O ferro fundido nodular GJS-400, referência TTF-400, por sua vez, apresentou resistência à tração de 385 N/mm² e 54 nódulos/mm² (tabela 4)
De acordo com a referência bibliográfica 35, quanto menor for o tamanho dos nódulos ou maior o número de nódulos resultantes, maior é a resistência às solicitações alternantes do ferro fundido nodular.
Segundo a norma DIN EM 1563[3], a resistência à fadiga por flexão rotativa de uma amostra sem entalhes produzida com o ferro fundido nodular GJS-400-15 chega a 210 N/mm², enquanto no caso do GJS-400-18 ela alcança 195 N/mm². A resistência às solicitações alternantes de tração e compressão do ferro fundido nodular GJS-400-15 é d 218 N/mm², conforme a referência bibliográfica 36.
O fato dos valores indicados na literatura (especialmente a resistência às solicitações alternantes de tração e compressão) serem levemente maiores que os determinados dentro do contexto deste estudo pode ser atribuídos aos diferentes estados da microestrutura das amostras ensaiadas.
Ao contrário das solicitações alternantes, as características da mecânica de fratura do valor da iniciação da fissura (Ji/BL) e da resistência contra a sua propagação (TJ) são mais baixas no ferro fundido nodular GJS-400, referencia EBF-400 (Ji/BL = 8 kJ/m²), do que no de referência TTF-400 (Ji/BL = 21 kJ/m²).
Esta relação também fica evidente nos diferentes níveis das curvas de resistência às fissuras (figura 24). O motivo, novamente, é o tamanho e o número de nódulos de grafita.
De acordo com as referências bibliográficas 16 e 36, os valores característicos da mecânica de fratura sofrem ma redução com o aumento dos nódulos de grafita, com o seu tamanho decrescente e com a redução da distância entre as partículas de grafita.
Em contrapartida, a influência do número de nódulos e do seu tamanho sobre as propriedades mecânicas cíclicas (resistência às solicitações alternantes) e estáticas da mecânica de fratura do ferro fundido nodular GJS-400 é oposta.
Entretanto, este não é o único motivo para a diferença das características da mecânica de fratura dos dois ferros fundidos nodulares GJS-400 de referência. A medição comparativa dos valores característicos da mecânica de fratura das amostras no estado bruto de fundição, com baixo número de nódulos 75 nódulos/mm² na região abaixo da zona de flotação), resultou e um valor J um pouco maior do que 9 kJ/m² na temperatura ambiente.
A curva de resistência às fissuras ilustrada na figura 24 se encontra em um nível mais alo, embora não alcance a posição da amostra submetida ao recozimento de ferritização.
A ductilidade claramente maior alcança pelo tratamento térmico (alongamento à ruptura de 28%, contra 20% aparentemente melhorou de modo significativo a resist6encia contra a iniciação e propagação das fissuras, tendo uma influência maior do que o número de nódulos de grafita. Esta tendência coincide com as informações sobre a tenacidade à ruptura (KIC) apresentadas na referência bibliográfica 3, que indicam um valor KIC igual a 23 MPa.m½ e 30 MPa.m½ para os ferros fundidos nodulares GJS-400-15 e GJS-400-18, respectivamente.
A resistência às solicitações alternantes de tração e compressão (234 N/mm²) do fero fundido nodular GJS-700, referência TTF-700 foi menor que a sua resistência à fadiga por flexão rotativa (250 N/mm²). Isto coincide com as experiências apresentadas na referência bibliográfica 37.
Esta literatura indica que a resistência às solicitações alternantes sob cargas de flexão rotativa é aproximadamente 10% a 20% maior do que as cargas axiais de tração e compressão. Neste último caso, toda a seção transversal é submetida à carga, enquanto a sua tensão máxima age apenas sobre as áreas externas do material, com uma carga de flexão rotativa.
Desta forma, a probabilidade para o início das fissuras provocadas por falha microscópicas ou por uma microestrutura não-homogênea (mesmo nos ferro fundido nodulares de referência) é maior no caso de uma carga axial de tração e compressão, do que com uma carga de flexão rotativa.
Adicionalmente, há uma redução da velocidade de propagação das fissuras, pois a tensão na sua extremidade fica menor com o aumento da distância da superfície da amostra submetida à flexão.
Nodularidade reduzida. A diferença da resistência às solicitações alternante entre o ferro fundido nodular GJS-400
com 61% de nodularidade e i GJS-400 de referência EBF-400, com nodularidade maior (84%), não é significativa (tabela 5). Este último material também tem uma resistência à fadiga pó flexão rotativa levemente maior, o que pode atribuído ao maior número de nódulos e ao seu diâmetro menor.
A resistência às solicitações alternantes de tração e compressão das amostras com nodularidade menor, em contrapartida, foi maior que a do ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400.
A tendência mencionada na referência bibliográfica 35, de uma menor resistência à fadiga por flexão rotativa o caso de uma nodularidade decrescente, não foi confirmada na faixa de nodularidade entre 60% e 84%. O motivo seria que parte da grafita não nodular indicada na literatura mencionada estava na forma da grafita III, enquanto a grafita não nodular das amostras testadas era do tipo grafita V (figura 10).
Os valores característicos da mecânica de fratura do material com 61% de nodularidade são claramente maiores que os do ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400, com 84% de nodularidade (tabela 5). Neste caso, o número de nódulos de grafita e a distância entre as partículas exercem um efeito claramente maior sobre as propriedades da mecânica de fratura do que a nodularidade.
Grafita intercelular. As resist6encias às solicitações alternantes dos dois ferros fundidos nodulares GJS-400,
com grafita intercelular, que foram submetidos ao tratamento térmico, não mostraram diferenças significativas.
As amostras com 1,2% de grafita intercelular apresentaram resistências às solicitações alternantes de tração e compressão de 185 N/mm², ou seja, um pouco maiores do que aquelas com 1% (175 N/mm²). A resistência à fadiga por flexão rotativa de ambos foi de 203 N/mm² e 197 N/mm², respectivamente.
A comparação destes materiais com ferro fundido nodular GJS-400, referência TTF-400, indica que as amostras de ferro fundido nodular com grafita intercelular apresentaram valores um pouco maiores, uma vez que o material de referência TTF-400 mostrou resistência às
solicitações alternantes de tração e compressão de 171 N/mm² e resistência à fadiga por flexão rotativa de 184 N/mm².
Este pequeno aumento da resistência às solicitações alternantes pode ser resultado do maior número de partículas. Além disso, as amostras tratadas com antimônio apresentam nódulos d grafita mais redondos (com exceção dos nódulos degenerados), o que resulto em uma influência positiva sobre a resistência às solicitações alternantes.
Este resultado coincide com as informações da literatura 18, segundo a qual as adições de antimônio favorecem a formação de nódulos de grafita. No caso apresentado, a formação de nódulos também foi melhorada por este elemento. Entretanto, quando em excesso, ele também provocou a degeneração das partículas de grafita.
O efeito da atividade superficial do antimônio sobre a formação da grafita também foi confirmado no exame de raio X de energia dispersiva, combinando com a microscopia eletrônica de varredura do antimônio nas interfaces da grafita intercelular [34].
Circunstâncias similares às do ferro fundido nodular GJS-400 podem ser encontradas no GJS-700. O ferro fundido nodular com 1,3% de grafita intercelular apresentou valores comparáveis aos do ferro fundido nodular GJS-700, referência TTF-700. Estes materiais revelaram resistência às solicitações alternantes de tração e compressão de 241 N/mm² e 234 N/mm²; respectivamente, e resistência à fadiga por flexão rotativa 244 N/mm² e 250 N/mm².
Um fato surpreendente é que mesmo uma microestrutura com 3,6% de grafita intercelular no GJS-700 não causou nenhuma deterioração da resistência às solicitações alternantes de tração e compressão (249 N/mm²).
A ala proporção da grafita intercelular aparentemente não exerceu nenhum efeito sobre a ocorrência ou a propagação das fissuras. Como fator de reforço, que neutraliza o efeito negativo da degeneração da grafita, deve-se considerar também a proporção de antimônio dissolvido na matriz.
A grafita intercelular somente provoca a deterioração da resistência às solicitações alternantes no caso de teores de antimônio muito elevado. Isso ficou evidente nos ensaios realizados em bielas articuladas de ferro fundido nodular GJS-700, com aproximadamente 7% de grafita intercelular.
Neste caso, foi registrada uma redução e torno de 30% da resistência às solicitações alternantes de tração e compressão, além da diminuição drástica de todas as propriedades mecânicas estáticas do ensaio de tração. Outra causa prejudicial foi a presença de cementita na microestrutura das amostras.
Os valores característicos da mecânica de fratura das ligas com grafita intercelular foram claramente menores do que os do ferro fundido nodular GJS-400, com tratamento térmico e sem grafita intercelular. Esta tendência causada pelas partículas intercelulares de grafita também é reforçada pelo maior número de nódulos de grafita.
Carbonetos de contorno de grão. Os carbonetos de contorno de grão do ferro fundido nodular GJS-400 (proporção 1%)
não exerceram nenhuma influência sobre a sua resist6encia às solicitações alternantes de tração e compressão (174 N/mm²) e sobre a sua resist6encia à fadiga por flexão rotativa (191 N/mm²).
O comportamento à ruptura também sofreu influência em razão deste estado da microestrutura, como fica evidente nos valores da mecânica de fratura e nas curvas de resistência às fissuras da figura 24 (Ji/BL à temperatura ambiente = 19 kJ/m²).
A microestrutura do ferro fundido nodular GJS-700 com carbonetos de contorno de grão e ferrita reduziu a resistência às solicitações (29 N/mm²), assim como a resistência à fadiga por flexão rotativa (226 N/mm²). No ferro fundido nodular GJS-700, referência EBF-700, este valores ficaram em 234 N/mm² e 20 N/mm², respectivamente.
Supondo-se que os carbonetos presentes na microestrutura exercem uma influência menor sobre a resistência à tração e o limite de elasticidade do ferro fundido nodular, em comparação com a ferrita, é possível avaliar a influência sobreposta da ferrita sobre a resistência às solicitações alternantes, com base em informações da literatura.
A referência bibliográfica 16 indica a resistência às solicitações alternantes do ferro fundido nodular GJS em função do limite de escoamento 0,2%, enquanto a literatura 37 menciona a resistência à fadiga por flexão rotativa em dependência da resistência à tração.
A redução da resistência às solicitações alternantes em função das propriedades mecânicas mencionadas, a qual é influenciada principalmente pela ferrita, são estimada 4% ou 6%.
Quando são considerados apenas os resultados das operações realizadas, como por exemplo, os do ensaio de fadiga por flexão rotativa, observam-se que o teor de ferrita (21%) levou a uma redução a resistência fadiga por flexão rotativa de 250 N/mm² para 237 N/mm².
Flotação da grafita. A flotação da grafita também influenciou a resistência às solicitações alternantes do ferro
fundido nodular. Abaixo da camada de flotação com 75 nódulos/mm² e 1,5 mm de espessura, a resistência
às solicitações alternantes de flexão das amostras chatas de ferro fundido nodular GJS-400 com 8 mm de espessura foi reduzida de 193 N/mm² para 175 N/mm². Isso corresponde a uma redução em torno de 10% com uma relação de flotação/espessura restante da amostra igual a 1,5/,5 (aproximadamente 1:4).
Inclusões não-metálica. A resistência à fadiga por flexão rotativa do ferro fundido nodular GJS-400 com uma
percentagem elevada de inclusões não-metálica (aproximadamente 0,25%) chegou a 211 N/mm², alcançando o mesmo nível do ferro fundido nodular GJS-400, referência EBF-400 (207 N/mm²).
Isso pode ser atribuído ao fato do ferro fundido nodular de referência conter aproximadamente 0,15% de inclusões não-metálicas e 21% de perlita, a qual aumenta a resistência às solicitações alternantes, compensando a influência das inclusões não-metálicas.
Aproximadamente 20% de perlita levam a um aumento da resistência à fadiga por flexão rotativa de cerca de 10 N/mm². Deste modo, não é possível considerar uma redução significativa desta propriedade na presença de inclusões não-metálica, mesmo depois de dedução deste valor.
Conclusões. No texto do projeto apresentado, foram produzidos corpos-de-prova retangulares em ferro
fundido nodular GJS-400-15 e GJS-700-2, com 65 mm de espessura. Eles apresentaram desvios da sua microestrutura, como nodularidade reduzida, grafita intercelular, carbonetos de contorno de grão, flotação de grafita e inclusões não-metálicas. Além disso, foram fabricados ferros fundidos nodulares de referência, nos dois tipos mencionados.
De todo os corpos-de-prova foram extraídos para os ensaios de tração, de tração e compressão alternantes, de fadiga por flexão rotativa e de flexão alternantes de quatro pontos. Também foram feitos estudos da mecânica de fratura.
A comparação entre a resistência as solicitação alternante (carga de tração e compressão e carga de flexão rotativa) dos corpos-de-prova de ferro fundido nodular de referencia e do GJS-400, com desvio em sua microestrutura, revelou valores um pouco maiores para a amostra com mais nódulos de grafita. Os valores da mecânica de fratura, por outro lado, apresentaram um comportamento oposto.
O ferro fundido nodular GJS-700, foi o que demonstrou ter a maior resistência às solicitações alternantes, conforme o esperado. O GJS-400 com 61% de nodularidade não apresentou qualquer redução da resistência às solicitações alternantes, quando comparado com o ferro fundido nodular de referência com 84% de nodularidade.
A comparação dos resultados dos estudos da mecânica de fratura do ferro fundido nodular GJS-400 com 60% de nodularidade indica que quando mais elevada é a nodularidade, maior são estes valores.
Os ensaios realizados também comprovaram que a grafita intercelular na microestrutura do ferro fundido nodular não exerce nenhuma influência sobre a resistência às solicitações alternantes. Isso vale para o GJS-700-2 com até 3,6% de grafita intercelular (carga de tração e compressão).
Em contra partida, nos testes executados em bielas articuladas fabricada com ferro fundido nodular GJS-70, com cerca de7% de grafita intercelular, foi registrada uma redução de 30% da resistência às solicitações alternantes de tração e compressão.
Os valores da mecânica de fratura dos ferros fundidos nodulares com grafita intercelular foram claramente menores do que aqueles dos ferros fundidos nodulares GJS-400 de referência.
Os carbonetos de contorno de grão das células dos dois tipos de ferro fundido nodulares estudados (teores em torno de 1%), assim como as inclusões não-metálicas presentes no GJS-400, não exerceram nenhuma influência significativa sobre a resistência às solicitações alternantes.
Os carbonetos de contorno de grão do ferro fundido nodular GJS-400, ocasionaram uma leve diminuição das propriedades da mecânica de fratura. A flotação da grafita influência a resistência às solicitações alternantes do ferro fundido nodular, tendo-se constatado uma redução de 10%.
No caso das propriedades da mecânica de fratura, o tratamento térmico e o tamanho dos nódulos de grafita, assim como a distância entre eles, têm uma influência dominante sobre o comportamento do material, em comparação com os desvios da microestrutura estudados neste trabalho.
Bibliografia.
1) Wolf, G.; Haensel, P.: Giesserei Jahrbuch 2006, Band I. Giesserei-Verlag, Düsseldorf 2005.
2) Tauscher, H.: Schwingfestigkeit von Stahl und Gusseisen. VEB Fachbuchverlag Leipzig. 1982.
3) DIN EN 1563, Gusseisen mit Kugelgraphit, Berlin 1997. 4) Gusseisen mit Kugelgraphit. Konstruieren + giessen 13 (1988) n° 1. 5) Konstruieren + giessen 24 (1999) n° 2, S. 10-20. 6) Giesserei-Erfahrungsaustauch (1992) n° 9, S. 373-382. 7) Konstruieren + giessen 16 (1991) n° 1, S. -27. 8) Konstruieren + giessen 21 (1996) n° 4, S. 4-16. 9) Konstruieren + giessen 22 (1997) n° 3, S. 13-20. 10) Mayer, Herbert: Dickwandige Gussstücke aus Gusseisen mit Kugelgraphit. Bericht der
Internationalen Kommission 7d Gusseisen mit Kugelgraphit im Internationalen Komitee Giessereitechnischer Vereinigungen, 1973.
11) DFB-Information n° 23 (1991), S. 867-869.
12) Barton, R.: Nodular Iron: Possible structural defects and their prevention. Foundry Trade Journal (1983), S. 40-63.
13) Giesserei-Praxis (1987) n° 7, S. 87-94. 14) AFS Transaction 83 (1983), S. 1-64. 15) Karsay, S. I.: Gusseisen mit Kugelgraphit I, Grundiagen – Technologien, QIT-Fer et
Titane Inc., Quebec, Kanada, 1992. 16) Giesserei-Praxis (195) n° 15/16, S. 271-278. 17) Giesereitechnik (1970) n° 1, S. 16-24. 18) AFS Transactions 25 (1976) n° 25, S. 03-506. 19) AFS Transactions 101 (1993), S. 447-458. 20) AFS Transactions 91 (1983), S. 841-854. 21) Gietwerk Perspektiel 10 (1990), n° 2, S. 4-8. 22) Technical Paper (1995), s. 308-318. 23) Gieserei 84 (1997) n° 14, S. 17-47. 24) AFS Transactions 94 (1986), S. 823-862. 25) AFS Transactions 84 (1976), S. 5-8. 26) Löblich, H.: Einfluss der Keimbildungsbedingurigen auf die Entatehng von Chunky-
Graphit in GJS. Intitut für Giessreitechnik (ifG), Düsseldorf, AiF-Vorhaen n° 3696/N. IfG-Bericht n° E-317, Düsseldorf, 2005.
27) Hasse, S.: Duktiles Gusseisen. Schiele & Schön, Berlin 1996. 28) Giesserei-Praxis (1986) n° 17/18, S. 219-221. 29) Sorelmetal-Broadsheet n° 55, Surface flake graphite structures in dictile iron castings.
QIT-Fer et Titane Inc., Quebec, Kanada. 30) AFS Transactions 87 (1979), S. 221-226. 31) Giesserei-Praxis (2000) n° 5, S. 208-219. 32) Müller, J.: Metallurgische Massnahmen zur Herstellung einschlussarmer Gussstücke auf
Gusseisen mit Kugelgraphit – Vermeidung von Dross. AiF – Vorhaben n° 11319N, ifG-Bericht n° E-259, Düsseldorf 2000.
33) ISO 12135:2002 (E): Meallic materials – unified method of test for the determination of quasistatic fracture toughness. International Standard Organisation (ISO).
34) Stets, W.: Einfluss von Gefügeabweichungen auf die Werkstoffeigenchaften von Gussteilen aus Gusseisen mit Kugelgrapit, Institut für Giesseretechnik (ifG), Düsseldorf, AiF-Forschungsvorhaben n° 13507 N/1, 2005.
35) AFS Transaction 86 (1978), S. 173-182. 36) Automobiltechnische Zeitschrift (1984), S. 325. 37) AFS Transactions 100 (1992) n° 44, S. 337-342.
Aranda Editora – Ano 18 - N° 185 – Maio 2008.
