BR112012016621B1 - Liga de ferro-cromo e inserto de sede de válvula - Google Patents

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Abstract

liga de ferro-cromo com melhorada resistência mecânica em compressão e método para produção e uso da mesma. a presente invenção refere-se a uma liga de cromo-ferro compreendendo em % em peso, de 1 a 3% de c, de 1 a 3% de si, até 3% de ni, de 25 a 35% de cr, de 1,5 a 3% de mo, até 2% de w, de 2,0 a 4,0 % de nb, até 3,0 % de v, até 3,0 % de ta, até 1,2 % de b, até 1% de mn e de 13 a 34 % de fe. em uma modalidade preferida, a liga de cromo-ferro compeende em % em peso, 1,5 a 2,3 % de c, 1,6 a 2,3 % de si, 0,2 a 2,2 % de ni, 27 a 34 % de cr, 1,7 a 2,5 % mo, 0,04 a 2 % de w, 2,2 a 3,6 % de nb, até 1% de v, até 3,0 % de ta, até 0,7 % de b, 0,1 a 0,6 % de mn e de 43 a 34 % de fe. a liga de cromo-ferro é útil para partes interns da sede da válvula de motores de combustão interna, tais como motores a diesel ou gás natural.

Description

(54) Título: LIGA DE FERRO-CROMO E INSERTO DE SEDE DE VÁLVULA (51) Int.CI.: C22C 38/00; C22C 38/18; C22C 38/40 (30) Prioridade Unionista: 05/01/2010 US 12/652,635 (73) Titular(es): L.E. JONES COMPANY (72) Inventor(es): CONG YUE QIAO; TODD TRUDEAU
1/29
Relatório Descritivo da Patente de Invenção para LIGA DE FERRO-CROMO E INSERTO DE SEDE DE VÁLVULA. ANTECEDENTES [001] Leis mais restritivas para emissões da exaustão de motores a gás natural e a diesel e a produção de alta potência para motores de combustão interna direcionaram modificações no projeto de motor incluindo a necessidade de sistemas de injeção eletrônica de combustível de alta pressão em motores a diesel e combustão estequiométrica em motores a gás natural. Os motores construídos de acordo com novos projetos usam pressões mais elevadas de combustão, temperaturas de operação mais altas e menos lubrificação do que os projetos anteriores. Os componentes dos novos projetos, incluindo insertos de sede da válvula (“valve seat inserts” - VSI), experimentam taxas de desgaste significativamente mais altas. Os insertos de entrada e da saída da sede da válvula e as válvulas, por exemplo, devem ser capazes de resistir um alto número de eventos de impacto e eventos de combustão na válvula com mínimo desgaste (por exemplo, desgaste abrasivo, adesivo, e corrosivo). Isto motivou uma alteração na seleção de materiais na direção de materiais que oferecem melhorada resistência ao desgaste em relação aos materiais de inserto de sede de válvula que eram tradicionalmente usados pela indústria de diesel e gás natural.
[002] Outra tendência emergente no desenvolvimento de motor a diesel é o uso da EGR (recirculação do gás de exaustão). Com EGR, o gás de exaustão é direcionado de volta para a corrente de ar de entrada para reduzir o teor de óxido nítrico (NOx) nas emissões de exaustão. O uso da EGR em motores a diesel ou gás natural pode elevar as temperaturas de operação dos insertos de sede de válvula. Consequentemente, há uma necessidade de insertos de sede de válvula de custo mais baixo possuindo boas propriedades mecânicas, incluindo
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2/29 dureza a quente e resistência mecânica em compressão para uso em motores a diesel e gás natural usando EGR.
[003] Do mesmo modo, como o gás de exaustão contém compostos de nitrogênio, enxofre, cloro, e outros elementos que potencialmente podem formar ácidos, a necessidade de melhorada resistência à corrosão para ligas usadas nos insertos de sede de válvula é aumentada para motores a diesel e gás natural usando EGR. O ácido pode atacar aos insertos de sede da válvula e as válvulas levando à falha prematura do motor.
SUMÁRIO [004] Uma liga de cromo-ferro compreende em % em peso, de 1 a 3 % de C (preferivelmente de 1,5 a 2,3 %, adicionalmente preferivelmente de 1,6 a 2,2 %), de 1 a 3 % de Si (preferivelmente de 1,6 a
2,3 %, adicionalmente preferivelmente de 1,7 a 2,3 %), até 3 % de Ni (preferivelmente de 0,2 a 2,2 %), de 25 a 35 % de Cr (preferivelmente de 27 a 34 %, adicionalmente preferivelmente de 28 a 32,5 %), de 1,5 a 3 % de Mo (preferivelmente de 1,7 a 2,5 %), até 2 % de W (preferivelmente de 0,04 a 2 %, adicionalmente preferivelmente de 0,4 a 1,5 %), de 2,0 a 4,0 % de Nb (preferivelmente de 2,2 a 3,6 %), até 3,0 % de V (preferivelmente até 1 %), até 3,0 % de Ta (preferivelmente até 1 %), até 1,2 % de B (preferivelmente até 0,7 %), até 1 % de Mn (preferivelmente de 0,1 a 0,6 %) e de 43 a 64 % de Fe e impurezas incidentais. Em uma modalidade preferida, a liga de cromo-ferro compreende em % em peso, de 1,9 a 2,0 % de C, de 2 a 2,1 % de Si, de 1,6 a 2,0 % de Ni, de 31,3 a 31,9 % de Cr, de 1,9 a 2,0 % de Mo, de 1 a 1,5 % de W, de 3,1 a 3,4 % de Nb, de 0,003 a 0,05 % de V, até 0,5 % de Ta, de 0,4 a 0,6 % de B, de 0,2 a 0,5 % de Mn e de 54 a 56 % de Fe e impurezas incidentais.
[005] A liga de cromo-ferro possui uma microestrutura no estado bruto de fundição composta de carboneto primário (aproximadamente
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3/29 de 40 a 60 % em volume, preferivelmente aproximadamente 50 % em volume) e alta ferrita de Cr/Mo (aproximadamente de 40 a 60 % em volume, preferivelmente aproximadamente 50 % em volume) matriz com Fases fortalecedoras ricas em Nb (carbonetos, nitretos, carbonitretos). O termo aproximadamente tal como aqui utilizado para descrever valores numéricos é destinado a cobrir uma faixa de variação de mais ou menos 10 % do valor numérico. Os carbonetos primários são carbonetos preferivelmente aciculares 2,5 mícrons ou menor e as fases fortalecedoras são carbonetos, nitretos e/ou carbonitretos preferivelmente na forma de poliedro, 10 mícrons ou menor.
[006] A liga de cromo-ferro pode ser uma moldagem com uma dureza estado bruto de fundição de 40 a 56 Rockwell C; uma dureza a quente (HV10) de 450 a 500 em aproximadamente 23,9 °C (75 oF), de 280 a 300 em aproximadamente 537,8 °C (1000 oF), de 55 para 70 em aproximadamente 871,1 °C (1600 oF); uma resistência mecânica em compressão de 551,6 MPa a 1516 MPa (80 a 220 KSi) em aproximadamente 23,9 °C(75oF), de 413,7 a 896,3 MPa (60 para 130 KSi ) em aproximadamente 537,8 °C (1000 oF); um coeficiente de expansão térmica linear de 8* 10-6 a 13*10-6 / °C.
[007] A liga de cromo-ferro descrita acima é útil para inserto de sede de válvula para aplicações em motor, tais como motores a diesel ou gás natural. Preferivelmente, o inserto exibe uma estabilidade dimensional menor do que 7,2 x10-3 mm (0,3x10-3 pol.) de alteração por cm de diâmetro externo (O.D.) do inserto após envelhecimento durante aproximadamente 20 horas em aproximadamente 648,9 °C (1200oF). [008] É fornecido um método para operar um motor de combustão interna. No funcionamento de um motor de combustão interna, tal como um motor a diesel ou gás natural, uma válvula é fechada contra o inserto de sede de válvula para fechar um cilindro do motor de combustão interna e o combustível é inflamado no cilindro para fazer funPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 13/47
4/29 cionar o motor de combustão interna. A válvula é preferivelmente composta de uma liga à base de ferro com alto teor de cromo ou uma alta temperatura, superliga a base de níquel; ou a válvula é enrijecida com uma liga resistente ao desgaste fortalecida por carbonetos em alta temperatura.
[009] É fornecido um método para produção de uma liga de cromo-ferro tal como descrito acima. A liga de cromo-ferro pode ser moldada do fundido em um componente formado em uma temperatura de aproximadamente 1482,2 °C (2700 oF) a aproximadamente 1648,9 °C (3000oF); ou um pó da liga de cromo-ferro pode ser pressionado em um componente formado e sinterizado em uma temperatura de aproximadamente 1065,6 °C (1950 oF) a aproximadamente 1260 °C (2300oF)em uma atmosfera redutora. A atmosfera redutora pode ser hidrogênio ou uma mistura de amônia dissociada e nitrogênio. O componente formado pode ser um inserto de sede de válvula e tratadas com um calor de endurecimento por precipitação em uma temperatura de aproximadamente 482,2 °C (900 oF) a aproximadamente 926,7 °C (1700oF) durante aproximadamente 2 horas a aproximadamente 15 horas. O tratamento de calor pode ser executado em uma atmosfera inerte, oxidante ou redutora, ou em vácuo.
BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [0010] A figura 1 é uma vista da seção transversal de um conjunto da válvula incorporando um inserto de de sede da válvula de uma liga de cromo-ferro (mencionada aqui como a liga J153).
[0011] As figuras 2A-2B são micrografias óticas da liga J153 na condição estado bruto de fundição.
[0012] As figuras 3A-3B são micrografias de microscopia de varredura de elétrons da liga J153 na condição de estado bruto de fundição.
DESCRIÇÃO DETALHADA
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5/29 [0013] A figura 1 ilustra um exemplo do conjunto da válvula 2 do motor. O conjunto da válvula 2 inclui uma válvula 4, que é apoiada de forma deslizante dentro do calibre interno de uma guia da haste da válvula 6. A guia da haste da válvula 6 é uma estrutura tubular que se ajusta no cabeçote do cilindro 8. As setas ilustram a direção do movimento da válvula 4. A válvula 4 inclui uma face 10 da sede da válvula interposta entre o gorro 12 e pescoço 14 da válvula 4. A haste da válvula 16 é posicionada acima do pescoço 14 e é recebida dentro da guia da haste da válvula 6. Um inserto de sede de válvula 18 possuindo uma face de inserto de sede da válvula 10' é montado, tal como por prensagem, dentro do cabeçote do cilindro 8 do motor. O cabeçote do cilindro normalmente compreende uma moldagem de ferro fundido, alumínio ou uma liga de alumínio. Preferivelmente, o inserto 18 (mostrada na seção transversal) tem a forma anular e a face 10' do inserto de sede de válvula acopla a face da sede da válvula 10 durante o movimento da válvula 4.
[0014] É divulgada aqui uma nova liga de cromo-ferro (mencionado aqui como liga J153) para aplicações em material de trem da válvula, preferivelmente os insertos de sede de válvula de combustão interna. A liga de cromo-ferro (liga J153) compreende em % em peso, de 1 a 3 % de C (preferivelmente de 1,5 a 2,3 %, adicionalmente preferivelmente de 1,6 a 2,2 %), de 1 a 3 % de Si (preferivelmente de 1,6 a
2,3 %, adicionalmente preferivelmente de 1,7 a 2,3 %), até 3 % de Ni (preferivelmente de 0,2 a 2,2 %), de 25 a 35 % de Cr (preferivelmente de 27 a 34 %, adicionalmente preferivelmente de 28 a 32,5 %), 1,5 a 3 % de Mo (preferivelmente de 1,7 a 2,5 %), até 2 % de W (preferivelmente de 0,04 a 2 %, adicionalmente preferivelmente de 0,4 a 1,5 %), de 2,0 a 4,0 % de Nb (preferivelmente de 2,2 a 3,6 %), até 3,0 % de V (preferivelmente até 1 %), até 3,0 % de Ta (preferivelmente até 1 %), até 1,2 % B (preferivelmente até 0,7 %), até 1 % de Mn (preferivelmenPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 15/47
6/29 te de 0,1 a 0,6 %) e de 43 a 64 % de Fe e impurezas incidentais.
[0015] A microestrutura da liga J153 é projetada para produzir uma fase de reforço secundária dispersada uniformemente em todas as partes de uma microestrutura de carbeto primário rico em Cr e ferrita com alto teor de cromo. A microestrutura direta da fundição da liga J153 pode conter aproximadamente de 40 a 60 % em volume, preferivelmente aproximadamente 50 % de ferrita em volume, e aproximadamente de 40 a 60 % em volume, preferivelmente aproximadamente 50 % em volume de ferrita no carbeto primário. Os carbonetos do tipo MC, os nitretos do tipo MN ou os carbonitretos do tipo MCN são uniformemente distribuídos em todas as partes da matriz de ferritacarbeto em uma forma de partículas de forma esférica e/ou poliédrica, em que o M representa um formador forte MC, MN ou MCN, tal como Nb. Além disso, as fases ricas em boro fino também estão uniformemente dispersadas ao longo de regiões de fronteira entre o carbeto primário rico em Cr e ferrita com alto teor de cromo. A distribuição uniforme das partículas de forma esférica e/ou poliédrica cria o reforço secundário impedindo o deslocamento da matriz sob tensão de compressão e assim realça as propriedades mecânicas isotópicas da liga J153. As partículas de forma esférica e/ou poliédrica criam um efeito de reforço secundário significativo impedindo o deslocamento da matriz sob tensão, assim realçam o comportamento isotópico da liga J153. Os carbonetos primários são carbonetos preferivelmente aciculares de largura de 2,5 mícrons ou menor e as fases fortalecedoras são carbonetos, nitretos e/ou carbonitretos preferivelmente na forma de poliedro, de 5 mícrons ou menor. A liga J153 não inclui nenhuma quantidade significativa das fases martensita e austentita.
[0016] O carbono é um elemento liga significativo na liga J153, que afeta a fusibilidade a microestrutura, a substrutura de solidificação, e o comportamento metalúrgico mecânico da liga. Em geral, um auPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 16/47
7/29 mento no teor de carbono pode melhorar a fluidez dos metais fundidos do aço. Entretanto, porque o carbono é um forte formador de austenita nos aços, um alto teor de carbono pode promover a formação da austenita. Foi determinado que o teor de carbono adequado na liga J153 é de 1 a 3 % em peso preferivelmente de 1,5 a 2,3 % em peso, adicionalmente preferivelmente de 1,6 a 2,2 % em peso.
[0017] O boro pode ser usado para melhorar a dureza da liga J153. Como o boro tem uma solubilidade baixa em ligas à base de ferro, os átomos de boro livres e/ou os compostos ricos em boro têm uma tendência de distribuir ao longo das fronteiras de grão e das fronteiras da célula de solidificação. Por conseguinte, o boro e/ou os boretos podem promover microestruturas mais finas e substruturas de solidificação. No sistema de liga J153, um aumento no teor de boro significativamente aumenta a dureza da liga de estado bruto de fundição. Foi determinado que o teor de boro adequado na liga J153 de até 1,2 % em peso, preferivelmente até 0,7 % em peso. Preferivelmente, o teor de B é menor do que o teor de C.
[0018] O nióbio tem uma forte afinidade com o carbono em materiais à base de ferro e assim, a tendência à formação do carbeto de nióbio (NbC) é muito maior do que do carbeto de cromo. O nióbio também pode formar partículas de nitreto de nióbio (NbN) e/ou de carbonitreto de nióbio (NbCN). A introdução de nióbio em ligas à base de ferro pode minimizar significativamente a propensão de corrosão intergranular. Além disso, os carbonetos/nitretos/carbonitretos de nióbio genericamente se formam como pequenas partículas de forma esférica e/ou poliédrica, que são distribuídas uniformemente na matriz de ferritacarbeto. Assim, os carbonetos/nitretos/carbonitretos de nióbio funcionam como um mecanismo de reforço primário da liga J153. Foi determinado que o teor de nióbio adequado na liga J153 é de 2,0 a 4,0 % em peso, preferivelmente de 2,2 a 3,6 % em peso. Preferivelmente, o
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8/29 teor de Nb é pelo menos 0,4 % em peso maior do que o teor de C. [0019] O níquel é um formador de austenita e assim é uma adição opcional, mas pode estar presente em quantidades de até 2,5 % devido ao Ni residual de procedimentos de moldagem anteriores em que as ligas contendo Ni foram fundidas no forno. Entretanto, o papel de níquel em uma liga ferrítica é fortalecer a fase ferrita através do fortalecimento da solução sólida. Embora o níquel não forme um carbeto em ligas à base de ferro, a adição de níquel à liga J153 pode ser usada para aumentar a dureza. Foi determinado que o teor de níquel adequado na liga J153 de até 3,0 % em peso, preferivelmente de 0,2 a 2,2 % em peso. Preferivelmente, o teor de Nb é maior do que o teor de Ni. Preferivelmente o teor de Ni é maior do que o teor de B.
[0020] O tungstênio tem uma forte afinidade com o carbono no alto cromo materiais à base de ferro, resultando na formação de carbonetos primários ricos em cromo e tungstênio. Adicionalmente, o tungstênio também pode reagir com o ferro para formar fases intermetálicas de ferro-tungstênio. Assim, a adição do tungstênio na liga J153 pode aumentar a resistência e a dureza da liga. Foi determinado que o teor de tungstênio adequado na liga J153 de até 2,0 % em peso, preferivelmente 0,04 a 2,0 % em peso, adicionalmente preferivelmente de 0,4 a 1,5 % em peso. Preferivelmente, o teor de C é pelo menos 0,45 % em peso maior do que o teor de W.
[0021] O molibdênio é um formador de carbeto e testevelmente juntará com o cromo para formar carbonetos primários. Foi determinado que o teor de molibdênio adequado na liga J153 é de 1,5 a 3 % em peso, preferivelmente de 1,7 a 2,5 % em peso. A razão do teor de Cr para o teor de Mo é pelo menos 10:1.
[0022] O manganês é um formador de austenita. Foi determinado que o teor de manganês adequado na liga J153 é de até 1,0 % em peso, preferivelmente de 0,1 a 0,6 % em peso.
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9/29 [0023] O silício é um elemento ligante que pode afetar significativamente a fusibilidade e o modo de solidificação. Além disso, o silício expande aquela faixa de variação da formação da fase σ-ferro-cromo. Foi determinado que o teor de silício adequado na liga J153 é de 1 a 3 % em peso, preferivelmente de 1,6 a 2,3 % em peso, adicionalmente preferivelmente de 1,7 a 2,3 % em peso.
[0024] O cromo é um formador de carbeto e ferrita e aparece na microestrutura como ferrita com alto teor de cromo e carbeto primário rico em Cr. O cromo também contribui para melhorar a resistência à corrosão da liga J153. Foi determinado que o teor de cromo adequado na liga J153 é de 25 a 35 % em peso, preferivelmente de 27 a 34 % em peso, adicionalmente preferivelmente de 28 a 33,5 % em peso. [0025] Os formadores de carboneto, tais como vanádio e tântalo são opcionais e podem ser acrescentados em quantidades de até 3 % em peso cada um, preferivelmente até 1 % em peso cada um. AVALIAÇÃO DA LIGA J153.
[0026] Vinte e sete testes de aquecimento experimental da J153 (isto é, lotes de 27,2 kg (60 libras)) foram fabricados para projetar e otimizar as características microestruturais de ferrita-carboneto em uma liga de ferro-cromo contêm um alvo de 33 % em peso de Cr. O controle microestrutural pode ser atingido através da adição controlada de elementos de liga formadores de ferrita (tais como Cr, Mo, W e Nb) e a capacidade de controlar a formação de carboneto. A temperatura de moldagem pode variar de aproximadamente 1482,2 °C (2700oF) a aproximadamente 1648,9 °C (3000 oF), dependendo do tamanho da moldagem. Os fundidos foram preparados em um forno de indução ao ar livre. A liga J153 pode ter sua composição ajustada para otimizar a dureza e a resistência. As composições dos vinte e sete aquecimentos são resumidas nas TABELAS 1 a 9. A dureza foi caracterizada por testes de dureza Rockwell, na escala C (isto é, HRC).
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10/29 [0027] Os testes 1 e 2 são dois primeiros testes no desenvolvimento da liga J153. As composições e a dureza medida dos testes 1 e 2 são resumidas na TABELA 1.
TABELA 1
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
1 7J22XA 1,734 0,460 1,625 27,95 1,838 0,651
2 7J22XB 1,959 0,394 1,931 33,70 2,261 0,042
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
1 7J22XA 3,580 1,879 1,157 58,88 0,042 55,5
2 7J22XB 3,019 0,243 0,206 56,05 0,044 41,5
[0028] No teste 1, além de carboneto primário e fases de ferrita, foram observadas as características microestruturais indesejáveis, tais como martensita e austentita retida. Devido à presença da martensita, o valor de dureza do teste 1 foi aproximadamente 55,5 HRC. Embora o teste 1 exibisse uma alta dureza, não continha as microestruturas matrizes J153 desejadas de ferrita com alto teor de cromo mais o carboneto primário com alto teor de cromo.
[0029] No teste 2, a composição do teste 1 foi ajustada para reduzir significativamente os teores de níquel, boro e tungstênio e aumentar o teor de cromo. O teste 2 tem a microestrutura desejada de carbonetos primários alternadamente distribuídos e ferritas com as fases de reforço secundárias uniformemente distribuídas nas ferritas. A dureza da liga no teste 2 foi reduzida a aproximadamente 41,5 HRC.
[0030] Nos testes 3 e 4, o teor de boro, cromo, nióbio e tungstênio foi ajustado para otimizar a dureza, baseado nos resultados dos testes 1 e 2. As composições e a dureza medida dos testes 3 e 4 são resumidas na TABELA 2.
TABELA 2
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
3 7K05XA 1,965 0,333 2,263 30,81 1,961 1,040
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Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
4 7K12XA 1,882 0,326 2,081 30,55 1,971 0,955
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
3 7K05XA 2,379 2,071 0,449 56,61 0,031 51,0
4 7K12XA 2,615 1,969 0,456 56,98 0,036 47,0
[0031] Nos testes 5-8, os efeitos do teor de boro variado de aproximadamente 0,48 % em peso a aproximadamente 0,7 % em peso na dureza foi avaliado, para um teor de carbono de aproximadamente 1,8 % em peso a 1,9 % em peso. As composições e a dureza medida dos testes 5-8 são resumidas na TABELA 3.
TABELA 3
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
5 7K26XA 1,881 0,351 1,924 32,33 1,993 0,579
6 7L03XA 1,897 0,300 2,022 31,52 1,975 1,012
7 7L10XA 1,778 0,300 1,906 30,43 1,982 1,168
8 7L23XA 1,800 0,407 1,924 30,14 1,921 1,314
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
5 7K26XA 3,167 1,600 0,708 55,30 0,037 48,0
6 7L03XA 2,830 1,996 0,615 55,68 0,038 49,0
7 7L10XA 2,218 2,062 0,384 57,64 0,036 45,0
8 7L23XA 2,428 1,906 0,476 57,53 0,029 45,5
[0032] Como ilustrado na TABELA 3, a dureza é realçada aumentando teor de boro. Aumentando teor de boro de aproximadamente 0,48 % em peso para aproximadamente 0,7 % em peso resulta em um aumento na dureza, de aproximadamente 45 HRC (Testes 7 e 8) a aproximadamente 48 a 49 HRC (Testes 5 e 6).
[0033] Nos testes 9 e 10, os efeitos crescentes de carbono, nióbio e níquel e redução de tungstênio e manganês foram avaliados. As composições e a dureza medida dos testes 9 e 10 são resumidas na TABELA 4.
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TABELA 4
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
9 8A02XA 1,865 0,368 2,052 31,13 2,400 1,008
10 8A02XB 2,140 0,160 2,030 31,98 2,350 0,680
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
9 8A02XA 2,769 1,863 0,500 55,92 0,019 44,5
10 8A02XB 3,200 2,17 0,470 54,34 0,030 45,0
[0034] Como ilustrado na TABELA 4, aumentando carbono, o nióbio e o níquel reduzindo tungstênio e manganês resultaram em uma modificação mínima na dureza.
[0035] Nos testes 11 a 13, foram avaliados os efeitos de variar o efeito combinado de nióbio, vanádio, carbono e boro. As composições e a dureza medida dos testes 11 a 13 são resumidas na TABELA 5.
TABELA 5
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
11 8A04XA 1,840 0,428 1,914 28,61 2,004 1,057
12 8A09XA 1,819 0,436 2,000 30,52 2,019 0,999
13 8B01XA 1,991 0,313 2,050 30,68 1,973 0,979
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
11 8A04XA 2,728 2,096 0,601 58,59 0,014 48,0
12 8A09XA 2,559 2,031 0,475 57,01 0,015 48,0
13 8B01XA 3,531 1,993 0,536 54,88 0,982 47,5
[0036] Os testes 11 a 13 ilustram que variando os teores de nióbio, o vanádio, o carbono, o manganês e de boro resultaram em pouca modificação na dureza de aproximadamente 47,5 HRC para 48 HRC. Além disso, os testes 11 a 13 ilustram que os efeitos do vanádio na dureza foram mínimos.
[0037] Nos testes 14 a 19, os efeitos da variação de boro foram determinados para um alvo de 1,95 % em peso de carbono e um alvo de 1,9 % em peso de silício. O teor de boro foi variado de aproximaPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 22/47
13/29 damente 0 % em peso a aproximadamente 0,5 % em peso. As composições e a dureza medida dos testes 14 a 19 são resumidas na TABELA 6.
TABELA 6
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
14 8B11XA 1,971 0,336 1,954 29,87 1,949 1,216
15 8B12Q 1,924 0,506 2,016 30,49 1,986 1,153
16 8B15Y 1,976 0,457 1,968 32,42 1,908 0,952
17 8D30XA 1,944 0,377 1,992 30,62 1,972 1,082
18 8E15XA 1,955 0,397 1,881 32,03 1,882 0,604
19 8E21XA 1,985 0,328 1,816 30,30 2,018 1,165
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
14 8B11XA 2,736 2,066 0,014 55,77 0,031 42,0
15 8B12Q 2,600 0,512 0,000 58,66 0,036 40,5
16 8B15Y 2,747 0,486 0,193 56,74 0,037 41,5
17 8D30XA 2,678 1,939 0,476 56,79 0,017 48,5
18 8E15XA 3,070 0,263 0,334 57,31 0,094 43,0
19 8E21XA 2,637 1,922 0,512 57,20 0,010 48,0
[0038] Como ilustrado na TABELA 6, teor de boro variando de aproximadamente 0 % em peso a aproximadamente 0,5 % em peso resultou em um aumento na dureza de aproximadamente 40,5 HRC para aproximadamente 48,0 HRC.
[0039] Nos testes de 20 a 22, foram determinados os efeitos da variação de tungstênio, nióbio, níquel e boro, para um teor de carbono maior do que 2 % em peso. As composições e a dureza medidas dos testes 20 a 22 são resumidas na TABELA 7.
TABELA 7
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
20 8E29XA 2,095 0,415 1,775 31,60 1,915 0,486
21 8E30XA 2,008 0,417 1,743 30,45 2,041 1,099
22 8F11XA 2,052 0,390 1,785 30,21 1,856 1,233
CONTINUAÇÃO...
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Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
20 8E29XA 3,380 0,244 0,339 57,63 0,009 50,0
21 8E30XA 2,644 1,914 0,522 57,04 0,007 45,0
22 8F11XA 2,925 2,002 0,503 59,90 0,005 48,0
[0040] Como ilustrado na TABELA 7, teor de nióbio variando de aproximadamente 2,64 % em peso (Teste 21) a aproximadamente 3,38 % em peso (Teste 20) resultou em um aumento na dureza de aproximadamente 45,0 HRC a aproximadamente 50,0 HRC. O teste 22 continha um teor de Nb intermediário em comparação com Testes 20 a 21 mas um teor mais alto de níquel tungstênio, e exibiu um valor intermediário de dureza de 48 HRC. Os testes 20 a 22 ilustram que a dureza está provavelmente associada com a formação de carbonetos, nitretos e/ou carbonitretos ricos em nióbio.
[0041] Nos testes 23 a 25, o efeito de teores mais baixos de carbono, cromo e boro foram avaliados para manter uma dureza de aproximadamente 43 HRC a aproximadamente 49 HRC de um teor objetivado de nióbio de aproximadamente 2,6 % em peso. As composições e a dureza medida dos testes 20 a 22 são resumidas na TABELA 8.
TABELA 8
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
23 8F25XA 1,609 0,318 1,722 29,53 1,913 0,991
24 8F30XA 1,845 0,321 1,789 30,46 1,867 1,137
25 8G01XA 1,692 0,270 1,931 32,00 1,804 1,099
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
23 8F25XA 2,506 1,975 0,464 58,89 0,004 44,3
24 8F30XA 2,771 2,095 0,522 57,10 0,002 49,0
25 8G01XA 2,661 2,160 0,516 55,75 0,004 47,0
[0042] A dureza de aproximadamente 44,3 HRC foi observada no teste 23. Como ilustrado nos testes 24 e 25, a dureza pode ser aumentada a 47 para 49 HRC aumentando os teores de carbono, cromo, nióbio ou boro.
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15/29 [0043] Os testes 26 e 27, resumidos na TABELA 9, representam o calor de produção final usado para fundir os componentes do inserto de sede da válvula.
TABELA 9
Teste Aquecimento C Mn Si Cr Mo W
26 8G24XA 1,944 0,298 2,042 31,32 1,941 1,179
27 8J27W 1,986 0,432 2,074 31,82 1,958 1,422
CONTINUAÇÃO...
Teste Aquecimento Nb Ni B Fe V HRC
26 8G24XA 3,125 1,603 0,544 55,92 0,004 47,5
27 8J27W 3,332 1,942 0,463 54,08 0,044 47,0
[0044] Os testes 26 e 27 ilustram que a dureza de aproximadamente 47 HRC pode ser obtida para ligas J153 com 1,9 a 2 % de C, de 0,2 a 0,5 % de Mn, aproximadamente 2 % de Si, 31 a 32 % de Cr, aproximadamente 1,9 % de Mo, 1,1 a 1,5 % de W, 3,1 a 3,4 % de Nb, 1,6 a 2 % de Ni, 0,4 a 0,6 % de B, de 54 a 56 % de Fe, e 0,004 a 0,05 % de V.
[0045] A TABELA 10 fornece um sumário dos faixas de variação composicionais e uma faixa de variação composicional preferível da liga J153, baseada nos vinte e sete experimentais e calor de produção (resumido nas TABELAS 1-9). As impurezas incidentais na liga J153 podem incluir 1 ou mais de Al, Como, Bi, Cu, Ca, Ce, Co, Hf, Mg, N, P, Pb, S, Sn, Ti, Y e Zn. Preferivelmente, um teor total de impurezas incidentais é 1,5 % em peso ou menos. Devido às limitações do equipamento de alguns fornos (por exemplo, forno de indução aberto ao ar), o teor de nitrogênio pode ser difícil de controlar. Preferivelmente, a concentração máxima do nitrogênio é menos de 0,30 % em peso.
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16/29
TABELA 10
Elementos Variação da Composição da liga J153 (% em peso) Variação Preferida da Composição da liga J153 (% em peso)
C 1 a 3 1,5 a 2,3
Si 1 a 3 1,6 a 2,3
Ni 0 a 3 0,2 a 2,2
Cr 25 a 35 27 a 34
Mo 1,5 a 3 1,7 a 2,5
W 0 a 2 0,04 a 2
Nb 2 a 4 2,2 a 3,6
V 0 a 3 0 a 1
Ta 0 a 3 0 a 1
B 0 a 1,2 0 a 0,7
Mn 0 a 1 0,1 a 0,6
Fe Equilíbrio Equilíbrio
AVALIAÇÃO DE DUREZA A QUENTE [0046] As amostras da liga J153 do teste 26 (Aquecimento 8G24XA) foram avaliadas para a dureza a quente em temperaturas até 871°C (1600 °F) com a técnica de teste de dureza Vi ckers depois da ASTM E92-82 (2003) (método de teste padrão da dureza Vickers de materiais metálicos). Com objetivos comparativos, diferentes ligas à base de ferro incluindo a J133 (aço duplex do tipo ferrita e carboneto de aço ao aquecimento) e J120V (versão fundida de aço martensítico M2 para ferramenta usado para aplicações de entrada e saída da válvula) também foram testadas para a dureza a quente.
[0047] Cada amostra de teste foi medida em nove pontos de temperatura sucessivos 93,3 °C, 204,4 °C, 315,6 °C, 42 6,7 °C, 537,8 °C, 760 °C e 871,1 °C (200 oF,400oF,600oF,800oF,1000oF,1400oF e 1600oF) em uma câmara de vácuo evacuada a uma pressão de 10-5 Torr antes do aquecimento. Três impressões de dureza Vickers foram produzidas em cada amostra usando uma broca de ponta de diamante com uma carga de 10 kg após a temperatura foi estabilizada em cada
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17/29 ponto de temperatura. Os comprimentos da impressão diagonal foram medidos após a amostra tinha esfriado à temperatura ambiente. A liga J153 testada tinha uma dureza a quente de aproximadamente 480 HV10 a 23,9 °C (75 oF), preferivelmente de 450 a 500 HV10 em 23,9 °C (75 oF), aproximadamente 290 HV10 em 537,8 °C (1000 oF), preferivelmente 200 para 300 HV10 em 537,8 °C(1000oF), e aproximadamente 60 HV10 em 871,1 °C (1600 oF), preferivelmente 55 para 70 HV10 em 871,1 °C(1600oF). Os resultados do teste de dureza a quente são resumidos na TABELA 11.
TABELA 11
Temperatura (°C) Dureza a Quente (HV10)
J153 J133 J120V
23,9(75oF) 481 420 536
93,3(200oF) 431 407 530
204,4(400oF) 407 394 493
315,6(600oF) 404 368 465
426,7(800oF) 382 351 416
537,8(1000oF) 291 261 344
648,9(1200oF) 189 148 209
760(1400oF) 105 95 104
871,1(1600oF) 64 50 103
[0048] Do teste de dureza a quente, a liga J153 exibiu a maior dureza a quente em comparação com J133 (aço duplex do tipo ferrita e carboneto resistente ao aquecimento) para a faixa total de variação de temperatura. Como ilustrado na TABELA 11, os valores da dureza a quente de J153 caem entre J133 e J120V da faixa total de variação de temperatura.
[0049] Preferivelmente, o inserto exibe uma diminuição na dureza de 65 % ou menos quando aquecido de aproximadamente a temperatura ambiente até aproximadamente 537,8 °C (1000 oF). Por exemplo, na TABELA 11, o inserto exibe uma dureza Vickers HV10 de pelo menos aproximadamente 480 HV10 aproximadamente na temperatura
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18/29 ambiente até pelo menos aproximadamente 290 HV10 em aproximadamente 537,8 °C(1000 oF).
RESISTÊNCIA MECÂNICA EM COMPRESSÃO [0050] Amostras da liga J153 (Teste 1, Aquecimento 7J22XA; Teste 2, Aquecimento 7J22XB; teste 4, Aquecimento 7K12XA) foram avaliadas para determinar a resistência mecânica em compressão segundo a ASTM E209-89a (2000) (Prática padrão de Testes de Compressão de Materiais Metálicos em Temperaturas Elevadas com Taxas de Aquecimento Convencionais ou Rápidas e Taxas de tensão) em quatro pontos de temperatura até 537,8 °C (1000 oF). Com objetivos comparativos outras ligas para inserto de sede de válvula, incluindo uma liga à base do cobalto (J3 ou STELLITE 3®) e aço duplex do tipo ferrita e carboneto de aço ao aquecimento (J133), também foram avaliadas. Os resultados deste teste são resumidos nas TABELAS 12 a 15.
TABELA 12
Temperatura °C( oF) Limite de elasticidade à compressão (KSi)
7K12XA 7J22XA 7J22XB
23,9(75) 131,0 212,7 98,2
315,6(600) 108,5 178,1 80,9
426,7(800) 98,2 178,4 78,3
537,8(1000) 73,2 127,7 72,9
TABELA 13
Temperatura °C (oF) Módulo elástico (MSi)
7K12XA 7J22XA 7J22XB
23,9(75) 32,9 34,8 33,8
315,6(600) 27,9 31,6 25,1
426,7(800) 25,6 32,9 28,0
537,8(1000) 22,2 30,8 28,5
TABELA 14
Temperatura °C (oF) Razão de Poisson
7K12XA 7J22XA 7J22XB
23,9(75) 0,279 0,256 0,276
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Temperatura °C (oF) Razão de Poisson
7K12XA 7J22XA 7J22XB
315,6(600) n/a n/a n/a
426,7(800) n/a n/a n/a
537,8(1000) n/a n/a n/a
TABELA 15
Temperatura °C (oF) Limite de elasticidade à compressão (KSi) Módulo elástico (MSi) Razão de Poisson
J153 (7K12XA) J133 J3 J153 (7K12XA) J133 J3 J153 (7K12XA) J133 J3
23,9 (75) 131,0 89 116,8 32,9 33,6 31,6 0,279 0,279 0,290
315,6 (600) 108,5 77 94,1 27,9 27,1 30,3 n/a n/a n/a
426,7 (800) 98,2 77 90,5 25,6 25,2 25,0 n/a n/a n/a
537,8 (1000) 73,2 59 92,8 22,2 23,0 24,7 n/a n/a n/a
[0051] Uma boa correlação entre a dureza e a resistência mecânica em compressão foi revelada nas três amostras de liga J153. Em 426,7 °C (800oF)ou mais baixo, a liga J153 tem a maior resistência mecânica em compressão do que J3 e J133. Em 537,8 °C (1000oF), a resistência mecânica em compressão da liga J153 cai entre aquelas de J3 e J133.
CARACTERIZAÇÃO DA MICROESTRUTURA [0052] As figuras 2A e 2B são micrografias óticas de uma liga J153 no estado bruto de fundição eletroliticamente corroída. Como ilustrado na figura 2A, a microestrutura da liga J153 no estado bruto de fundição pode ser caracterizada como uma microestrutura lamelar de ferrita com alto teor de cromo e fases de carboneto ricas em cromo. Os carbonetos primários têm uma microestrutura acicular com a dimensão transversal secional típica de menos de 2,5 pm. A fase ferrita tem uma microestrutura semiacicular. Como indicado pelas setas na figura 2B,
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20/29 as partículas MC/MN/MCN de forma esférica e/ou poliédrica são exatamente dispersadas ao longo dos limites de fase ferrita-carboneto primário. O tamanho médio das partículas MC/MN/MCN é de aproximadamente 5 pm.
[0053] As figuras 3A e 3B são microscopia de varredura de elétrons (SEM) micrografias que ilustram uma visão ampliada da microestrutura da liga J153, incluindo três fases principais: (1) carbonetos primários aciculares; (2) ferrita semiacicular; e (3) as partículas MC/MN/MCN de forma esférica e/ou poliédrica exatamente dispersadas ao longo das fases de ferrita e carboneto primário. Cada uma das estruturas foi também caracterizada pela espectroscopia de energia dispersiva de raios-X (EDS).
[0054] A figura 3A ilustra partículas de forma esférica e/ou poliédrica exatamente dispersadas (como indicado pelas setas) ao longo das fases de ferrita e carboneto primário. A figura 3B também ilustra duas características microestruturais características da liga J153 em que a região A ilustra que as fases de ferrita e as regiões B ilustram fases de carboneto primário.
[0055] Uma análise de EDS do carboneto primário indica carboneto rico em cromo e molibdênio. Uma análise de EDS da região de ferrita indica a ferrita com alto teor de cromo. Uma análise de EDS das partículas de forma esférica e/ou poliédrica indica um carboneto metálico rico no nióbio, nitreto metálico e/ou carbonitreto metálico. A análise também indicou uma fase rica no boro exatamente dispersada ao longo dos limites de fase ferrita do carboneto, imediatamente adjacentes às partículas de forma esférica e/ou poliédrica. Assim, a presença da fase rica no boro do mesmo modo resulta na nucleação de partículas de forma esférica e/ou poliédrica ao longo dos limites de fase ferrita do carboneto.
COEFICIENTE DE EXPANSÃO TÉRMICA LINEAR
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21/29 [0056] O coeficiente de expansão térmico do teste 5 (Aquecimento 7K26XA) foi medido usando um dilatômetro Modelo 1000-D, disponível pela Orton, Westerville, Ohio). O teste foi realizado em uma atmosfera de argônio da temperatura ambiente a aproximadamente 600°C. Com objetivos comparativos, outra liga de inserto de sede da válvula, incluindo J133 (aço duplex do tipo ferrita e carboneto resistente ao aquecimento) também foi analisada pela dilatometria. Todas das ligas da série J estão disponíveis pela L.E. Jones Company, localizada em Menominee, Michigan. As amostras de dilatometria tinham uma geometria cilíndrica, aproximadamente 2,54 cm (1 polegada) de comprimento e aproximadamente 1,27 cm de diâmetro (0,5 polegada). As medições do coeficiente de expansão térmica linear foram conduzidas perpendicular à orientação de solidificação direcional primária destas ligas. Os resultados da análise de dilatometria são resumidos na TABELA 16.
TABELA 16
Temp. (°C) Coeficiente de expansão térmica linear (χ 10-6/ °C)
J153 (7K26XA) J133
45 - 100 8,93 10,41
45 - 200 10,31 11,01
45 - 300 10,78 11,44
45 - 400 11,15 11,44
45 - 500 11,39 11,71
45 - 600 11,63 11,94
[0057] Como ilustrado na TABELA 16, o coeficiente de expansão térmico linear da liga J153 é de aproximadamente 16,6 % mais baixo (em 100°C) a aproximadamente 2,6 % mais baixo (em 6 00°C) do que um aço duplex do tipo ferrita e carboneto resistente ao aquecimento (isto é, J133).
CONDUTIVIDADE TÉRMICA [0058] A condutividade térmica de materiais de inserto de sede da válvula pode afetar o seu desempenho. Um material de inserto da sePetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 31/47
22/29 de da válvula com a alta condutividade térmica é desejável porque ele pode transferir efetivamente o aquecimento para longe das válvulas de motor para prevenir superaquecimento. A condutividade térmica de amostras de liga J153 foi medida depois por ASTM E1461-01 (método de teste padrão da difusibilidade térmica de sólidos pelo método flash). [0059] A medição foi executada em um NETZSCH LFA 457 Microflash™ sistema em amostras na forma de disco com um diâmetro de 12,7 mm (0,5 polegada), uma espessura de 2,0 mm (0,079 polegada), e com uma aspereza superficial de 1,27 pm (50 micropolegadas) ou menos. Uma amostra alinhada entre um vidro de laser de neodímio (comprimento de onda de 1,06 mm, largura de pulso de 330 milissegundos) e um antimoneto de índio (InSb) detector de infravermelho em um forno de alta temperatura. Durante a medição, a amostra é estabilizada em uma temperatura de teste antes de ser aquecida por pulsos de raio laser sobre uma superfície da amostra. A subida de temperatura da superfície oposta foi medida pelo detector de infravermelho. [0060] Uma comparação entre a condutividade térmica da liga J153 e liga de J133 é resumida na TABELA 17.
TABELA 17
Temperatura (°C) Condutividade térmica (Wm'1K'1)
J153 J133
25 11,8 12,3
100 13,0 13,6
200 14,6 14,9
300 16,8 16,4
400 18,2 17,8
500 20,4 19,0
600 20,4 20,2
700 20,6 21,4
TESTE DE ESTABILIDADE DIMENSIONAL [0061] Cinco insertos de sede da válvula de amostra do diâmetro de aproximadamente 43,18 mm (1,7 polegada) foram produzidas da
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23/29 liga J153 com a composição do teste 21 (Aquecimento 8E30XA). Antes da medição, as amostras estiveram temperado 718,3 °C (1325 oF) durante 5 horas. Depois, estes insertos de sede da válvula de amostra foram avaliadas para a estabilidade dimensional medindo as suas modificações dimensionais antes e após envelhecimento em 648,9 °C (1200oF)durante 20 horas. Os diâmetros externos (O.D.) dos insertos de sede da válvula de amostra foram medidos em duas localizações 90°espaçados à parte (isto é, orientação 0° a 180° e orientação 90°a 270°). A modificação máxima admissível em O.D. é 7, 62 pm (0,3*10-3 polegadas) por diâmetro. A modificação máxima admissível em um inserto de diâmetro de 43,18 mm (1,7 polegada) é ± 12,9 x13-3 mm (0,00051 polegada). Os resultados da medição de estabilidade dimensional são resumidos na TABELA 18.
TABELA 18 - Teste de Estabilidade Dimensional da modificação máxima admissível do inserto de diâmetro de 43,18 mm (1,7 polegada) é 12,95 10-3 mm (0,00051 polegada).
Amostra Tamanho OD Pré-envelhecimento Tamanho OD Pós-envelhecimento Alteração Dimensional Média
0°-180° 90°-270° 3°-180° 90°-270° va iação * status
1 1,6958 1,6959 1,6955 1,6955 -0,00035 passa
2 1,6956 1,9655 1,6953 1,6950 -0,0004 passa
3 1,6958 1,6957 1,6954 1,6952 -0,00045 passa
4 1,6957 1,6952 1,6953 1,9652 -0,0004 passa
5 1,6958 1,6959 1,6955 1,6955 0,00035 passa
RESISTÊNCIA AO DESGASTE [0062] A análise de resistência ao desgaste da liga J153 foi conduzida em um Tribômetro de Modelo TE77 Plint, que pode predizer exatamente que a resistência ao desgaste sob condução de serviço simulado durante o teste em motores a diesel e gás natural. A análise de resistência ao desgaste foi conduzida fazendo as amostras na forma de pino das ligas J153 (Teste 5, Aquecimento 7K26XA), J130,
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J160 e J133 deslizarem contra uma amostra de placa de liga de Chromo 193® (um aço com Cr (17,5 % em peso) - Mo (2,25 % em peso) tipicamente usado em válvulas de entrada), no grupo de pontos de temperatura depois de ASTM G133-95 (método de teste padrão para determinar o desgaste que escorrega de materiais resistentes ao desgaste usando uma geometria de bola no andar que corresponde linearmente). Uma força de 20 N foi aplicada na amostra na forma de pino contra uma amostra de placa fazendo a amostra na forma de pino escoar por um comprimento de corrida de 1 mm em 20 Hz em oito pontos de temperatura (25°C, 200°C, 250°C, 300°C, 350° C, 400°C, 450°C e 500°C) para 100.000 ciclos. Todas as análises foram conduzidas na atmosfera ambiente sem lubrificação. Os resultados de análises de resistência ao desgaste Plint são resumidos na TABELA 19.
TABELA 19
Temp. (°C) Desgaste dos pares de teste (mg)
J153/Cromo 193® J133/Cromo 193® J130/Cromo 193® J160/Cromo 193®
Pla- ca Pino To- tal Pla- ca Pino To- tal Pla- ca Pino To- tal Pla- ca Pino To- tal
25 1,8 0,7 2,5 2,6 5,1 7,7 2,2 1,3 3,5 0,9 1,4 2,3
200 2,6 0,8 3,4 1,5 0,4 1,9 0,1 0,6 0,7 1,4 1,4 2,8
250 1,9 1,7 3,6 1,1 0,8 1,9 0,8 1,1 1,9 0,1 1,1 1,2
300 1,1 1,2 2,3 0,9 0, 1,3 1,3 0,1 1,4 0,6 1,0 1,6
350 0,3 2,9 3,2 0,2 2,1 2,3 0,7 0,1 0,8 0,0 1,2 1,2
400 0,2 4,1 4,3 0,1 0,9 1,0 0,3 0,1 0,4 0,0 1,2 1,2
450 0,1 3,3 3,4 0,1 1,9 2,0 1,5 0,4 1,9 2,1 0,8 2,9
500 0,6 5,7 6,3 0,2 2,3 2,5 1,4 1,2 2,6 0,2 1,1 1,3
RESISTÊNCIA À CORROSÃO [0063] A resistência à corrosão é um principal desafio para aplicações dos componentes do trem de válvula especialmente para válvula e inserto de sede de válvula. Do projeto composicional, espera-se que a liga J153 possua não só uma excelente resistência geral à corrosão em virtude do seu alto teor de cromo, mas também resistência localiPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 34/47
25/29 zada adequada à corrosão via adições de nióbio e molibdênio. A adição de liga, tal como Nb e/ou Mo pode contribuir para a redução de corrosão de estresse intergranular, quebra por corrosão de estresse e/ou corrosão em fenda.
TRATAMENTO DE CALOR E TESTE DE QUEBRA DE FUNDIDOS [0064] A liga J153 do teste 19 (Aquecimento 8E21XA) foi fundida nos insertos da sede da válvula com uma dureza de aproximadamente 48 HRC. Inicialmente, todos os insertos da sede da válvula tiveram a tensão aliviada a aproximadamente 718,3 oC (1325°3) durante aproximadamente 3,5 horas. Após a realização do alívio das tensões, os insertos da sede da válvula tinham uma dureza volumétrica média de aproximadamente 45 HRC.
[0065] Múltiplos insetos da sede da válvula (isto é, três para cinco) foram submetidos a um dos seguintes tratamentos de aquecimento:
(1) quatro horas em 482,2 °C (900 oF), 537,8 °C (1000 oF), 593,3 °C (1100oF) e 815,6 °C (1500 oF) e resfriado em ar parado; (2) quinze horas em 482,2 °C (900 oF), 593,3 °C (1000 oF) e 815,6 °C (1500 oF)e resfriado em ar parado; (3) duas horas em 1010 °C (185 0oF)(isto é, endurecimento por precipitação), têmpera com ar, três horas em 704,4 °C (1300oF) (isto é, têmpera); e (4) duas horas em 926,7 °C (1700oF) (isto é, endurecimento por precipitação), têmpera com ar, três horas em
704,4 °C (1300 oF)(isto é, têmpera). Após cada tratamento de aquecimento, cada inserto da sede da válvula foi testado para a dureza e os resultados são resumidos nas TABELAS 20A a 20B. Os valores da dureza nas TABELAS 20A a 20B são as médias de cinco medições. [0066] Cada um dos insertos da sede da válvula vindo estado bruto de fundição e tratada por aquecimento foi submetida ao teste de quebra radial em condições ambientes para avaliar a dureza. O teste de quebra foi avaliado de acordo com uma versão modificada do Padrão de Federação de Indústria de Pó Metálico 55 (determinação da
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26/29 resistência de quebra radial de espécimes de teste de metalurgia de pó). Aplicaram a uma carga de compressão em cada um dos insertos da sede da válvula na orientação radial. A força máxima e a deformação na ruptura obtida do teste de quebra radial são resumidas nas TABELAS 20A e 20B. Os dados de deflexão e força máximos são um valor médio de três para cinco medições.
TABELA 20A
Tratamento com calor Dureza (HRC) Pico da Força kgf (lbs.) Deflecção total cm (pol.) Índice de Resistência cm-kgf/100(pol.- lbs./100)
482,2 °C (900oF), 4 h, 44,8 172,27(379,8) 0,025(0,029) 0,043(0,110)
593,3 °C (1000°F), 4 h, 43,4 201,03(443,2) 0,076(0,030) 0,153(0,136)
593,3 °C (1100oF), 4 h, 44,3 177,35(391) 0,028(0,028) 0,049(0,114)
704,4 °C (1300oF), 4 h, 44,3 194,68(429,2) 0,076(0,030) 0,148(0,128)
815,6 °C (1500oF), 4 h, 49,1 140,52(309,8) 0,079(0,031) 0,111(0,094)
482,2 °C (900oF), 15 h, 45,0 188,97(416,6) 0,079(0,031) 0,149(0,126)
593,3 °C (1100oF), 15 h 45,0 181,71(400,6) 0,079(0,031) 0,143(0,125)
815,6 °C (1500oF), 15 h, 50,1 145,88(321,6) 0,089(0,035) 0,130(0,112)
TABELA 20B
Dureza (pós- resfriamen- to)(HRC) Dureza (pós- têmpera) (HRC) Pico da Força kgf (lbs.) Deflecção Total cm (pol.) Índice de Resistência cm- kgf/100(pol.- lbs./100)
Endurecimento (1010°C (1850 oF), 2 h); Resfriamento com ar; Têmpera 51,0 52,0 120,39 (265,4) 0,089 (0,035) 0,107 (0,094)
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Dureza (pós- resfriamen- to)(HRC) Dureza (pós- têmpera) (HRC) Pico da Força kgf (lbs.) Deflecção Total cm (pol.) Índice de Resistência cm- kgf/100(pol.- lbs./100)
(704,4°C (1300oF), 3 h)
Endurecimento (926,67°C (1700oF), 2 h); resfriamento com ar; Têmpera (704,4°C (1300oF), 3 h) 51,0 51,7 143,01 (315,3) 0,084 (0,033) 0,120 (0,104)
[0067] Como ilustrado na TABELA 20A, para os tratamentos de aquecimento de 4 horas em temperaturas de 482,2 °C (900oF), 537,8 °C (1000 oF), 593,3 °C (1100 oF) e 704,4 °C (1300 oF), os valores de dureza de 43,4 HRC a 44,8 HRC foram observados. Entretanto, para o tratamento de aquecimento de 4 horas em 815,6 °C (1 500oF), foi observado um aumento na dureza volumétrica de 49,1 HRC. Do mesmo modo, para os tratamentos de aquecimento de 15 horas em temperaturas de 482,2 °C (900 oF) e 593,3 °C(1100 oF), foi observado o valor de dureza de 45 HRC. Entretanto, para o tratamento de aquecimento de 15 horas em 815,6 °C(1500oF), foi observado um aumento na dureza volumétrica de 50,1 HRC. Assim, os dados de tratamento de aquecimento da TABELA 20A sugerem que a 815,6 °C(1500oF), os insertos da sede da válvula J153 foram fortalecidas pelo endurecimento por precipitação.
[0068] Como ilustrado na TABELA 20B, após um tratamento de aquecimento por endurecimento a 1010 °C (1850 oF) durante 2 horas e têmpera com ar, foi observado um valor de dureza de 51 HRC. Após têmpera adicional em 704,4 °C (1300 oF) durante 3 horas foi observado um aumento na dureza volumétrica de 51,7 HRC. Do mesmo modo, após um tratamento de aquecimento para endurecimento por precipiPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 37/47
28/29 tação a 926,7 °C (1700 oF) durante 2 horas e têmpera com ar, foi observado um valor de dureza de 51 HRC. Após têmpera adicional em
704,4 °C (1300 oF) durante 3 horas, foi observado um aumento na dureza volumétrica de 52 HRC. Da TABELA 20B, a etapa da têmpera em
704,4 °C (1300 oF) durante 3 horas tinha um efeito mínimo sobre a dureza dos insertos da sede da válvula J153. Assim, o aumento na dureza foi provavelmente devido ao endurecimento por precipitação, em vez da formação da martensita devido à têmpera com ar.
[0069] O tratamento de aquecimento pode ser realizado em uma atmosfera inerte, oxidante ou redutora (por exemplo, nitrogênio, argônio, ar ou mistura de nitrogênio-hidrogênio), ou em vácuo. A temperatura e o tempo do tratamento por aquecimento podem ser variados para otimizar a dureza e/ou a resistência da liga J153.
[0070] Das TABELAS 20A e 20B, foi determinado que um tratamento de aquecimento do componente formado (por exemplo, insertos de sede da válvula) pode ser ajustado para produzir um índice de dureza do componente formado após tratamento por aquecimento que é menor do que um índice de dureza do componente formado antes do tratamento por aquecimento. A dureza aumentada é benéfica para a usinagem de componentes formados, devido à resistência à quebra melhorada nas operações de moagem.
[0071] Em outra modalidade, a liga J153 pode ser formada em um componente moldado pela metalurgia do pó. Por exemplo, o pó metálico da liga de cromo-ferro pode ser pressionado em um componente moldado verde que é sinterizado em temperaturas de aproximadamente 1065,6 °C (1950 oF) a aproximadamente 1260 °C (2300 oF), preferivelmente aproximadamente 1121,1 °C (2050 oF). O componente formado é preferivelmente sinterizado em uma atmosfera redutora. Por exemplo, a atmosfera redutora pode ser hidrogênio ou uma mistura do nitrogênio e amônia dissociada.
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29/29 [0072] As modalidades preferidas são simplesmente ilustrativas e não devem ser consideradas restritivas de nenhum modo. O alcance da invenção é dado pelas reivindicações anexadas, em vez da descrição anterior, e todas as variações e os equivalentes que estão incluídos na faixa de variação das reivindicações estão destinados a serem abarcados na mesma.
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Claims (11)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Liga de cromo-ferro, caracterizada pelo fato de consistir de, em % em peso:
    de 1 a 3 % de C;
    de 1 a 3 % de Si;
    até 3 % de Ni;
    acima de 30 a 35 % de Cr;
    de 1,5 a 3 % de Mo;
    até 2 % de W;
    de 2,2 a 4,0 % de Nb;
    até 3,0 % de V;
    até 3,0 % de Ta;
    até 1,2 % de B;
    até 1 % de Mn;
    de 43 a 64 % de Fe; e opcionais impurezas incidentais de um ou mais de Al, As, Bi, Cu, Ca, Ce, Co, Hf, Mg, N, P, Pb, S, Sn, Ti, Y e Zn com um teor total de impurezas incidentais de 1,5 % em peso ou menos e a liga tendo uma microestrutura no estado bruto de fundição definida por uma matriz de ferrita-carboneto com partículas de forma esférica e/ou poliédricas distribuídas ao longo da matriz de ferrita-carboneto.
  2. 2. Liga de cromo-ferro de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de consistir de, em % em peso:
    de 1,5 a 2,3 % de C; de 1,6 a 2,3 % de Si; de 0,2 a 2,2 % de Ni; de 31 a 34 % de Cr; de 1,7 a 2,5 % de Mo; de 0,04 a 2 % de W; de 2,2 a 3,6 % de Nb;
    Petição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 40/47
    2/4 até 1 % de V; até 1,0 % de Ta; até 0,7 % de B; de 0,1 a 0,6 % de Mn; de 43 a 64 % de Fe.
  3. 3. Liga de cromo-ferro de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a matriz de ferrita-carboneto compreende uma fase de carboneto primária possuindo uma microestrutura acicular e uma fase ferrita possuindo uma microestrutura semiacicular; e as partículas de forma esférica e/ou poliédrica são carbonetos metálicos, nitretos metálicos e/ou carbonitretos metálicos dispersados ao longo das fronteiras de fase da fase de carboneto primário e da fase ferrita.
  4. 4. Liga de cromo-ferro de acordo com a reivindicação 3, caracterizada pelo fato de que a fase de carboneto primário é rica em cromo e rica em molibdênio; a fase ferrita é rica em cromo; e os limites de fase da fase de carboneto primário e a fase ferrita são ricos em boro.
  5. 5. Liga de cromo-ferro de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a liga de cromo-ferro tem uma dureza estado bruto de fundição de 40 a 56 Rockwell C; uma dureza a quente em Vickers de 450 a 500 em 23,9 °C(75oF), de 280 a 300 em 537,8 °C(1000oF), de 55 a 70 em 871,1 °C(1600°F); uma resistência mecânica em compressão de 620,5 a 1516,8 MPa (90 a 220 ksi) em 23,9 °C (75oF), de 70 a 130 ksi em 537,8 °C(1000°F); um coefici ente de expansão térmica linear de 8* 10-6 a 12*10-6 / °C.
  6. 6. Liga de cromo-ferro de acordo com a reivindicação 1, caracterizada por C ser de 1,9 a 2%, Mn ser de 0,2 a 0,5%, Si ser de 1 a 2%, Cr ser de 31 a 32 %, Mo ser de 1,5 a 1,9%, W ser de 1,1 a 1,5%, Nb ser de 3,1 a 3,4 %, Ni ser de 1,6 a 2 %, B ser até 0,6%, V ser de 0,005 a 0,05%, e Fe ser de 54 a 56%.
    Petição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 41/47
    3/4
  7. 7. Inserto de sede de válvula para uso em um motor de combustão interna, caracterizado pelo fato de ser feita de uma liga de cromo-ferro consistindo de, em % em peso:
    de 1 a 3 % de C;
    de 1 a 3 % de Si;
    até 3 % de Ni;
    acima de 30 a 35 % de Cr;
    de 1,5 a 3 % de Mo;
    até 2 % de W;
    de 2,2 a 4,0 % de Nb;
    até 3,0 % de V;
    até 3,0 % de Ta;
    até 1,2 % de B;
    até 1 % de Mn;
    de 43 a 64 % de Fe; e opcionais impurezas incidentais de um ou mais de Al, As, Bi, Cu, Ca, Ce, Co, Hf, Mg, N, P, Pb, S, Sn, Ti, Y e Zn com um teor total de impurezas incidentais de 1,5 % em peso ou menos e a liga tendo uma microestrutura no estado bruto de fundição definida por uma matriz de ferrita-carboneto com partículas de forma esférica e/ou poliédricas distribuídas ao longo da matriz de ferrita-carboneto.
  8. 8. Inserto de sede da válvula de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que que é feita por fundição e moldagem da liga de cromo-ferro.
  9. 9. Inserto de sede da válvula de acordo com a reivindicação 7, caracterizado pelo fato de que o inserto exibe uma estabilidade dimensional menor do que 7,62 pm (0,3x10-3pol.) por pm (por polegada) do diâmetro externo (OD) do inserto após aquecimentos durante 20 horas em 648,9 °C (1200 oF).
  10. 10. Inserto de sede de válvula de acordo com a reivindicaPetição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 42/47
    4/4 ção 7, caracterizado pelo fato de que consiste de, em % em peso: de 1,5 a 2,3 % de C; de 1,6 a 2,3 % de Si; de 0,2 a 2,2 % de Ni; de 31 a 34 % de Cr; de 1,7 a 2,5 % de Mo; de 0,04 a 2 % de W; de 2,2 a 3,6 % de Nb; até 1 % de V; até 1,0 % de Ta; até 0,7 % de B; de 0,1 a 0,6 % de Mn; de 43 a 64 % de Fe.
  11. 11. Inserto de sede de válvula de acordo com a reivindicação 7, caracterizado por C ser de 1,9 a 2%, Mn ser de 0,2 a 0,5%, Si ser de 1 a 2%, Cr ser de 31 a 32 %, Mo ser de 1,5 a 1,9%, W ser de
    1,1 a 1,5%, Nb ser de 3,1 a 3,4 %, Ni ser de 1,6 a 2 %, B ser até 0,6%, V ser de 0,005 a 0,05%, e Fe ser de 54 a 56%.
    Petição 870170095595, de 08/12/2017, pág. 43/47
    1/3
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