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FUNDIÇÃO 
 
SISTEMA DE ENCHIMENTO 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Iberê Roberto Duarte 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
JOINVILLE 
JULHO/2011 
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PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
SUMÁRIO 
 
1 CONCEITO ............................................................................................................... 4 
1.1 FUNÇÕES DOS CANAIS ...................................................................................... 4 
2 NOÇÕES DE MECÂNICA DOS FLUIDOS .................. ............................................ 4 
2.1 PRINCÍPIO DE BERNOULLI ................................................................................. 4 
2.2 TURBULÊNCIA E O NÚMERO DE REYNOLDS ................................................... 5 
2.3 LEI DA CONTINUIDADE ....................................................................................... 7 
2.3.1 Vazão gravimétrica ............................................................................................. 8 
2.3.2 Vazão volumétrica .............................................................................................. 8 
3 RELAÇÃO DE ÁREAS ................................ ............................................................ 9 
3.1 SISTEMA CONVERGENTE .................................................................................. 9 
3.2 SISTEMA DIVERGENTE ....................................................................................... 9 
3.3 RELAÇÕES DE ÁREAS E AS LIGAS ................................................................... 9 
4 CÁLCULO DA ÁREA DA SEÇÃO DE CHOQUE .............. .................................... 10 
4.1 DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE ENCHIMENTO ............................................. 13 
4.2 DETERMINAÇÃO DA ALTURA EFETIVA DO SISTEMA DE CANAIS................ 17 
5 FUNIL E BACIA DE VAZAMENTO ...................... .................................................. 19 
6 CANAL DE DESCIDA ................................ ............................................................ 21 
7 ORIENTAÇÕES GERAIS PARA O DESENHO DOS CANAIS .... .......................... 23 
8 SISTEMA DE CANAIS PARA LIGAS DE ALUMÍNIO ........ ................................... 27 
9 SISTEMA DE CANAIS PARA FERRO FUNDIDO NODULAR .... .......................... 31 
9.1 LIMPEZA DO METAL .......................................................................................... 31 
9.2 PANELAS ............................................................................................................ 31 
9.3 TEMPERATURA DE VAZAMENTO .................................................................... 31 
9.4 RECOMENDAÇÕES PARA OS CANAIS ............................................................ 32 
9.5 TEMPO DE ENCHIMENTO ................................................................................. 32 
9.6 ALTURA EFETIVA DE VAZAMENTO ................................................................. 33 
9.7 ÁREA DA SEÇÃO DE CHOQUE ......................................................................... 33 
9.8 BACIA DE VAZAMENTO ..................................................................................... 34 
9.9 CANAIS DE DISTRIBUIÇÃO E ATAQUES ......................................................... 34 
10 SISTEMA DE CANAIS PARA AÇOS FUNDIDOS ........... .................................... 35 
10.1 CONSIDERAÇÕES GERAIS ............................................................................. 35 
10.2 CANAIS DE DESCIDA ...................................................................................... 36 
10.3 CANAIS DE ATAQUE........................................................................................ 37 
10.4 CANAIS DE DISTRIBUIÇÃO ............................................................................. 38 
11 SISTEMA DE CANAIS VERTICAIS PRESSURIZADOS ...... ............................... 40 
11.1 FATOR DE PERDAS ......................................................................................... 41 
11.2 CALCULO DA ÁREA DA SEÇÃO DE ATAQUE ................................................ 43 
11.3 FLUXO DO METAL NO SISTEMA DE CANAIS PRESSURIZADO ................... 44 
11.4 SEQÜÊNCIA DE ENCHIMENTO DO MOLDE .................................................. 46 
11.5 OBSERVANDO A SEQUENCIA DE ENCHIMENTO DA CAVIDADE ................ 46 
11.6 NOMOGRAMA PADRÃO .................................................................................. 48 
11.7 PESO DA PEÇA ................................................................................................ 48 
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11.8 TEMPO DE VAZAMENTO ................................................................................. 49 
11.9 ALTURA METALOSTÁTICA .............................................................................. 50 
11.10 EXEMPLO DE UM DIMENSIONAMENTO ...................................................... 50 
11.10.1 Distribuição na placa modelo ........................................................................ 50 
11.10.2 Dimensionamento dos ataques .................................................................... 53 
11.10.3 Dimensionando os canais primários ............................................................. 54 
11.10.4 Copo de vazamento...................................................................................... 57 
REFERÊNCIAS ......................................................................................................... 59 
 
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PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
1 CONCEITO 
 
Sistemas de enchimento são dutos ou canais com a finalidade de conduzir o metal 
líquido até a cavidade do molde correspondente a peça, limpo e na temperatura 
adequada para produzir uma peça com qualidade. Os sistemas de canais devem 
evitar a entrada de escórias, produzirem erosões e formação de óxidos. O tempo de 
enchimento é uma variável que é controlada pelo sistema de enchimento. 
 
1.1 FUNÇÕES DOS CANAIS 
 
Segundo Mariotto, Albertin e Fuoco (1987) o sistema de enchimento para peças na 
fundição em geral apresentam as seguintes funções: 
 
a) Reduzir turbulência. 
b) Não aspirar gases ou ar. 
c) Não gerar erosão. 
d) Controlar o tempo de enchimento adequado a peça. 
e) Gerar gradiente térmico favorável à alimentação. 
f) Eliminar aspectos subjetivos da prática do vazamento. 
 
Entretanto alguns fatores condicionam a aplicação dos canais, que são: 
 
a) Rendimento metálico. 
b) Espaço na placa. 
c) Geometria da peça. 
d) Altura da caixa. 
 
2 NOÇÕES DE MECÂNICA DOS FLUIDOS 
 
2.1 PRINCÍPIO DE BERNOULLI 
 
Um pesquisador suíço chamado Daniel Bernoulli (1700–1782), descreve sobre a lei 
da conservação de energia. Esta lei define que a energia ao longo de um sistema de 
canais não é criada nem destruída, mas sempre convertida em alguma outra forma 
de energia (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
As principais formas de energia são: 
 
a) Energia de posição(Ep), devido a gravidade e a altura: 
 
Ep=m.g.h 
 
m=massa, peso 
g=aceleração da gravidade 
h=altura 
 
 
 
 
 
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b) Energia cinética(Ec), devido ao movimento do fluído: 
 
Ec=mv2 / 2 
 
v=velocidade do fluído 
 
c) Energia de pressão(Epr), corresponde ou trabalho a ser realizado pela pressão do 
fluído: 
 
Epr = p/ρ 
 
p=pressão metalostática por volume unitário. 
ρ=densidade do fluído. 
 
2.2 TURBULÊNCIA E O NÚMERO DE REYNOLDS 
 
Osbourne Reynolds (1842-1912) estudou o comportamento do fluxo de líquidos 
através de dutos, conforme a Figura 2.1. Este pesquisador verificou que para baixas 
velocidades do fluxo o líquido colorido que sai do tubo D não11.9 ALTURA METALOSTÁTICA 
 
A altura metalostática é determinada como sendo a distância entre a linha central do 
canal de ataque e o nível de metal no copo ou funil de vazamento, conforme mostra 
a Figura 11.10 (DISA – GATING, 1988). 
 
 
 
Figura 11.10 : Altura metalostática (DISA – GATING, 1988). 
 
 
11.10 EXEMPLO DE UM DIMENSIONAMENTO 
 
11.10.1 Distribuição na placa modelo 
 
Para o cálculo a seguir será considerado a peça e os dados apresentados na Figura 
11.11. Antes de desenhar o layout da placa modelo, às distâncias de segurança (A, 
B e C) devem ser definidas. Para este propósito a Tabela 11.1 do manual “Patterns 
e Cores” (Modelos e Machos) deverão ser usadas. 
 
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PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 11.11 : Esquema para definir os limites de utilização da placa modelo (DISA – 
PATTERNS E CORES, 1988). 
 
Tabela 11.1 : Distâncias entre peças e bordas das placas modelos, máquinas 
Disamatic modelos 1013, 2120/B e 2130/B. 
 
Espessura de 
parede da 
peça (mm) 
Módulo de 
solidificação 
(mm) 
Altura total 
do modelo 
(mm) 
Distância 
no topo “A” 
(mm) 
Distância na 
lateral “B” 
(mm) 
Distância no 
fundo “C” 
(mm) 
0-10 0-0,5 0-100 
100-200 
200-300 
70 30-40 
50-60 
70-80 
30-40 
50-60 
70-80 
10-15 0,5-0,75 0-100 
100-200 
200-300 
70 50-60 
70-80 
90-100 
40-50 
60-70 
80-90 
15-20 0,75-1,0 0-100 
100-200 
200-300 
70 60-70 
80-90 
100-110 
50-60 
70-80 
90-100 
20-25 1,0-1,25 0-100 
100-200 
200-300 
70 70-80 
90-100 
110-120 
60-70 
80-90 
100-110 
25- 1,25- 0-100 
100-200 
200-300 
70 80-90 
100-110 
120-130 
70-80 
90-100 
110-120 
Fonte: DISA – PATTERNS E CORES, 1988. 
 
As informações sobre a peça a ser produzida neste exemplo são: 
 
-Espessura de parede da peça = 20,0 mm 
-Atura total do modelo = 20,0 mm 
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Os dados de saída serão: 
 
-Distância da borda superior da placa até o modelo, A = 70 mm 
-Distância da borda lateral da placa até o modelo, B = 60 mm 
-Distância da borda inferior da placa até o modelo, C = 50 mm 
 
A Figura 11.12 mostra as principais informações referentes à peça que será usada 
neste exercício. Considerando-se que não serão necessários machos e massalotes 
para este exemplo, o sistema de enchimento pode ser conforme mostra a Figura 
11.13. 
 
 
Figura 11.12 : Peça e dados a serem usados no exemplo de calculo do sistema de 
canais (DISA – GATING, 1988). 
 
 
 
Figura 11.13 : Layout do sistema de canais que está sendo usado no exemplo (DISA 
– GATING, 1988). 
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11.10.2 Dimensionamento dos ataques 
 
Após definição dos modelos sobre a placa e a forma do sistema de canais, as áreas 
das seções dos canais de distribuição e ataques podem ser calculados usando o 
nomograma padrão, Figura 11.14. 
 
Os dados de entrada são: 
 
-Peso de cada peça (P) = 1,8 kg. 
 
-Tempo de enchimento das cavidades das peças. 
-Tempo total do ciclo (t2), máximo. 
 
 
t2 = 3600s/h = 10 s/molde 
 360 moldes/h 
 
-Deduzir o tempo para transporte do molde (t1), que é dado pelo ciclo de moldagem 
é de 2 s. 
 
t = 10 – 2 = 8 s 
 
-Deduzir o tempo para encher o sistema de canais (T1), que é de 2 s, tem-se então 
o tempo para encher a cavidade das peças. 
 
T 2 (A1 + A2 + A3) 
 
A4 > 2 (50 + 40 + 33) 
 
 A4 > 246 mm2 
 
Para compensar as perdas no fluxo devido a mudanças na direção do fluxo de 
metal, a área da seção transversal do canal primário vertical (A4) deverá ser de 10 a 
20% maior que a soma dos ataques que estão conectados neste canal de 
distribuição. E neste caso um aumento de 10% gera um canal primário (A4) com 270 
mm2 
 
O valor calculado para o canal primário vertical (A4) foi de 270 mm2, mas, na tabela 
de canais primários padronizados, Figura 11.17, o valor mais próximo a ser usado 
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será o canal de No. 6, o qual possui seção transversal de 300 mm2 , com valor da 
cota a = 10 mm. 
 
O tamanho do canal primário horizontal (A5) irá normalmente ser escolhido como 
sendo um ou dois tamanhos maiores que o canal primário vertical conectado neste, 
o qual neste caso foi o canal primário No. 8, com valor da cota a = 12 mm. 
 
 
 
Figura 11.16 : Sistema de enchimento do exemplo em questão e as posições dos 
ataques e canais primários (DISA – GATING, 1988). 
 
 
 
Figura 11.17 : Forma final dos canais de ataque e dos canais primários calculados 
no exemplo (DISA – GATING, 1988). 
 
A forma final dos canais de ataque e dos canais de distribuição é apresentada na 
Figura 11.17. Para um melhor controle do fluxo, canais primários verticais cônicos 
deveriam ser usados, conforme mostra a Figura 11.18 (DISA – GATING, 1988). 
 
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Desta forma, conforme apresentado na Figura 11.18, irá haver uma melhor 
pressurização do sistema de canais. O mesmo efeito pode ser obtido pela aplicação 
de um canal de distribuição vertical que consiste de três peças com diferentes 
secções transversais e que podem ser calculadas a partir do nomograma. Como 
pode ser apresentado na Figura 11.6, onde as áreas A4, A6 e A7 serão calculadas 
usando-se os pesos das peças P4, P6 e P7 e as respectivas alturas metalostáticas 
H4, H6 e H7 (DISA – GATING, 1988). 
 
 
 
Figura 11.18 : Canais primários verticais cônicos (DISA – GATING, 1988). 
 
11.10.4 Copo de vazamento 
 
A última parte dosistema de canais a ser determinada é o copo de vazamento. Um 
bom copo de vazamento deve apresentar as seguintes características (DISA – 
GATING, 1988): 
 
• Transferência do metal para o sistema de canais deve ser feita da maneira 
mais rápida possível para que se obtenha a estabilidade da pressão 
metalostática do sistema, a qual foi usada para calcular as áreas dos canais 
de ataque. 
• Possua um desenho e tamanho tal que corresponda à vazão (kg/s) para o 
qual o sistema foi dimensionado. 
• Evite a formação de respingos de metal. 
• Assegure a separação primária de escórias, permitindo que impurezas e 
escórias possam ficar na superfície do banho. 
• Impeça a formação de excesso de metal sobre a superfície do molde. 
 
A Disamatic desenvolveu um copo de vazamento, o qual é recomendado para todos 
os tipos de ligas. Seu formato é hexagonal com um funil curvo para evitar a 
turbulência e os respingos de metal para fora dele. O jato de metal não deve colidir 
no centro do copo, ele deverá, todavia ser feito em direção a região curva do funil 
(DISA – GATING, 1988). 
 
Os copos de vazamento padronizados são classificados de acordo com a vazão 
(kg/s) que eles devem garantir. Para determinar o tamanho do copo de vazamento 
deve se dividir o peso total de metal a ser vazado no molde (P2) pelo tempo total de 
vazamento (T2) (DISA – GATING, 1988). 
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Considerando que o rendimento metálico é de aproximadamente 75% e peso total 
das peças (P) no molde é de 21,6 kg, conforme o exemplo, então o peso total de 
metal será: 
P2 = P 1,33 
P2 = 28,7 kg 
 
 O tempo total de vazamento: 
 T2 = T + T1 
 T2 = 6 +2 
 T2 = 8 s 
 
 A vazão necessária a partir do copo de vazamento será: 
 P2/T2 = 28,7/8 = 3,6kg/s 
 
Portanto neste exemplo será usado o copo No. 4, conforme os dados obtidos a partir 
da Figura 11.19. 
 
 
Figura 11.19 : Copos de vazamento padronizados e suas dimensões para diferentes 
vazões (DISA – GATING, 1988). 
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REFERÊNCIAS 
 
AFS – American Foundrymen’s Society, Ductile Iron Handbook , Illinois, 1992. 
 
AFS – American Foundrymens’s Society, Aluminun Casting Technology , 2o 
edição, Illinois, 1993. 
 
Campbell, J. Castings , Oxford, 1995. 
 
DISA A/S – Patterns e Cores , HERLEV, 1988. 
 
DISA A/S, – Gating , HERLEV, 1988. 
 
Guleyupoglu, S. Casting Process Design Guidelines . AFS Transactions, 1997. 
 
Maehara, Y. Esmeraldo, J. N. Padrões de fabricação para aços fundidos , v1, 
1989. 
 
Mariotto, C. L. Albertin, E. Fuoco, R. Sistemas de Enchimento e Alimentação de 
Peças Fundidas , 1a edição, Associação Brasileira de Metais (ABM), São Paulo, 
1987. 
 
Webster, P. D. Fundamentals of Foundry Technology , Norwich, 1980.se misturava com o 
liquido no tubo C, permanecendo uma linha reta de liquido colorido no meio do tubo 
C. Entretanto, para altas velocidades do líquido no tubo C, o liquido colorido que sai 
do tubo D se misturava ao logo do tubo C, desta forma Reynolds constatou a 
existência de dois tipos básicos de fluxo, laminar e o turbulento. O mais importante 
deste estudo é que ele nos ajuda a entender como ocorre o fluxo turbulento ou 
severamente turbulento e que devemos limitar a velocidade do liquido através do 
dimensionamento das secções transversais dos canais a fim de evita-los 
(WEBSTER, 1980). 
 
 
 
Figura 2.1 : Representação do método para estudar turbulência em sistema de 
canais (WEBSTER, 1980). 
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PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
Após este estudo Reynolds definiu três tipos básicos de fluxos, conforme mostra a 
Figura 2.2. 
 
a)Fluxo laminar 
 
 
Nr(número de Reynolds) 20.000 
Gera erosão e inclusões de óxidos, escórias. 
 
Figura 2.2 : Tipos de fluxos de acordo com Reynolds. 
 
O número de Reynolds pode ser calculado com a expressão descrita abaixo e a 
Tabela 2.1 mostra valores para a viscosidade cinemática. 
 
 Nr = V. d 
 ν 
 
V = velocidade do fluxo(cm/s). 
d = diâmetro hidraúlico do canal(cm). 
ν = viscosidade cinemática do líquido(cm2/s), Tabela I. 
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Se a seção do canal é no formato redondo o diâmetro hidráulico corresponde ao 
valor do diâmetro do canal, entretanto se a seção transversal do canal não é no 
formato redondo utiliza-se a expressão abaixo para calcular o diâmetro hidráulico. 
 
d = 4 . área da seção tranversal do canal 
 perímetro da seção do canal 
 
Tabela 2.1 – Viscosidade cinemática de alguns líquidos 
 
LÍQUIDO VISCOSIDADE CINEMÁTICA 
(cm2.10-2/s) 
TEMPERATURA 
(OC) 
Água 1,00 20 
Alumínio 1,27 700 
Ferro fundido 0,45 1300 
Ferro fundido branco 0,40 1300 
Cobre 0,40 1200 
Aço 0,75%C 1,1 1500 
Ferro 3,4%C 1,5 1300 
Ferro 0,89 1600 
Fonte: Mariotto; Albertin; Fuoco, 1987. 
 
2.3 LEI DA CONTINUIDADE 
 
A lei da continuidade governa a velocidade e a vazão que o metal desenvolve no 
sistema de canais. Através desta lei fica claro que a velocidade aumenta quando a 
secção transversal do canal diminui e vice versa. A lei da continuidade é válida para 
um sistema de canais cheio de líquido. 
 
A Figura 2.3A mostra um canal com 1 cm2 de seção e velocidade do líquido igual a 2 
cm/s proporcionando desta maneira uma vazão de 1 cm3/s e a Figura 2.3B mostra 
um canal com secção de 2 cm2, velocidade do líquido de 3 cm/s e a vazão 
correspondente de 6 cm3/s. Portanto a Figura 2.3A e 2.3B exemplificam o modelo de 
cálculo que é feito de acordo com a lei da continuidade. A formula abaixo serve para 
calcular as três variáveis de acordo com a lei da continuidade em sistema de 
enchimento (WEBSTER, 1980). 
 
Q = A . V 
 
 
V = velocidade do liquído(cm/s) 
A = área transversal da seção do canal(cm2) 
Q = vazão do liquído(cm3/s) 
 
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Figura 2.3 : Velocidade na seção transversal do sistema de canais (WEBSTER, 
1980). 
 
2.3.1 Vazão gravimétrica 
 
De acordo com Mariotto, Albertin e Fuoco (1987) a vazão em um sistema de canais 
pode ser quantificada de maneira gravimétrica (Qg), ou seja a quantidade de liquido 
em gramas por segundo (g/s) que passa através de um determinado canal, a qual é 
expressa da seguinte maneira: 
 
 
 
P = peso do líquido que passa no canal em gramas (g).e 
t = unidade de tempo em segundos (s). 
 
2.3.2 Vazão volumétrica 
 
Mariotto, Albertin e Fuoco (1987) descrevem que a vazão em um sistema de canais 
também pode ser calculada considerando o volume de metal e é então chamada de 
vazão volumétrica (Qv). A vazão volumétrica define a quantidade do líquido em 
volume que passa através de uma determinada área transversal de um canal, ela é 
expressa em centímetros cúbicos por segundo (cm3/s), tal sistema é descrito 
matematicamente da seguinte maneira: 
 
 
 
A = área da seção transversal do canal, em cm3. 
V = velocidade do metal, em cm/s. 
 
 
Qg = P 
 t 
Qv = A . V 
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3 RELAÇÃO DE ÁREAS 
 
As relações de áreas dos canais são representadas por três números, conforme o 
exemplo abaixo, sendo que o menor representa a secção de estrangulamento do 
sistema, também conhecido como seção de choque (MARIOTTO; ALBERTIN; 
FUOCO, 1987): 
 
 1 : 1 : 1 
 
Sendo que: 
 
O primeiro número representa o módulo da área transversal da base do canal 
descida. 
 
O segundo número representa o módulo da área transversal do canal de 
distribuição. 
 
O terceiro número representa o módulo da área transversal do(s) canal(s) de ataque. 
 
De acordo com as relações de áreas em uso no sistema de canais o mesmo pode 
ser do tipo convergente ou divergente, conforme é explicado a seguir. 
 
Sistema convergente: 1 : 08 : 0,6, neste exemplo a seção de choque está no terceiro 
número ou seja no canal de ataque. Este sistema também é conhecido como 
pressurizado. 
 
Sistema divergente: 1 : 4 : 4, neste exemplo a seção de choque está no primeiro 
número ou seja na base do canal de descida. Este sistema também é conhecido 
como despressurizado. 
 
3.1 SISTEMA CONVERGENTE 
 
Neste tipo de sistema de canais a secção reguladora do fluxo (estrangulamento ou 
choque) de metal líquido se encontra na região do ataque. Neste sistema temos o 
metal entrando na cavidade do molde com maior velocidade, pois, na região do 
estrangulamento ocorre aumento da velocidade do fluxo de acordo com lei da 
continuidade. 
 
3.2 SISTEMA DIVERGENTE 
 
No sistema de canais a seção reguladora do fluxo se encontra na base do canal de 
descida, deste ponto em diante o sistema possui um aumento das áreas 
transversais dos canais, possibilitando a redução da velocidade do fluxo do metal no 
sistema de acordo com a lei da continuidade. 
 
3.3 RELAÇÕES DE ÁREAS E AS LIGAS 
 
O sistema divergente é recomendado para as ligas com grande tendência a 
oxidação e absorção de gases, as quais necessitam de baixas velocidades nos 
canais de distribuição e ataques, em geral são as ligas de Al; Mg; Cu+Al, Mg, Cr, Si. 
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Para ferros fundidos cinzentos prioriza-se o rendimento metálico, enchimento rápido, 
são ligas com baixa tendência a oxidação, neste caso recomenda-se o sistema 
convergente. 
 
Aço ao carbono, inox, e ferro fundido nodular, deve-se estudar cada caso, pois se 
podem usar ambos os sistemas. São ligas que apresentam problemas com relação 
à oxidação (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). A Tabela 3.1 apresenta 
sugestões de relações de áreas de acordo com o tipo de liga. 
 
Tabela 3.1 : Relações de áreas de canais sugeridas para várias ligas. 
 
LIGAS RELAÇÕES DE ÁREAS 
Bronze ao alumínio 1 : 2,88 : 4,8 
 
 
Ferros fundidos 
1 : 0,75 : 0,5 
1 : 0,9 :0,7 
1 : 0,9 : 0,5 
1 : 1,2 : 0,9 
1 : 0,8 : 0,6 
Ferro fundido maleável 1 : 0,5 : 2,45 
1 : 0,67 : 1,67 
 
Aços 
1 : 0,8 : 0,6 
1 : 1 : 1 
1 : 2 : 2 
1 : 2 : 1 
Latão 1 : 2 : 1 
1 : 2,88 : 4,8 
 
 
Alumínio 
1 : 4 : 4 
1 : 6 : 6 
1 : 2,2 : 2 
1 : 2 : 1 
Magnésio 1 : 4 : 4 
1 : 2 : 2 
Ferro fundido nodular 2 : 4 : 1 
Fonte: Mariotto; Albertin; Fuoco, 1987. 
 
4 CÁLCULO DA ÁREA DA SEÇÃO DE CHOQUE 
 
Ao se igualar a vazão gravimétrica (Qg) e a vazão volumétrica (Qv) se obtém a 
formula que permite determinar a área transversal do canalda seção de choque do 
sistema de enchimento. Entretanto para igualar estes dois tipos de vazão há que se 
multiplicar a vazão volumétrica pela densidade (d) do líquido e então temos 
(MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987): 
 
Qg = Qv 
 
P/t = A . V . d 
 
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11 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
A = área da seção de choque (cm2) 
P = peso do conjunto, peça + massalotes (g) 
d = densidade do metal fundido (g/cm3) 
V = velocidade do metal (cm/s) 
t = tempo de enchimento (s) 
 
A velocidade do metal fundido na seção de choque pode ser determinada 
empregando-se a seguinte equação, conforme citado por Mariotto, Albertin e Fuoco 
(1987). 
 
 
 
α = coeficiente de perdas de carga no sistema 
g = aceleração da gravidade (980cm/s) 
H = altura efetiva do sistema de canais (cm) 
V = velocidade do metal (cm/s) 
 
Portanto a fórmula final para dimensionar a área transversal da seção de choque 
será: 
 
 
 
A = área da seção de choque (cm2) 
P = peso do conjunto, peça + massalotes (g) 
d = densidade do metal fundido (g/cm3) 
t = tempo de enchimento (s) 
α = coeficiente de perdas de carga no sistema 
g = aceleração da gravidade (980cm/s) 
H = altura efetiva do sistema de canais (cm) 
 
De acordo com Mariotto, Albertin e Fuoco (1987) a velocidade do metal líquido no 
sistema de canais é alterada devido às perdas por fricção causadas pelas mudanças 
de direção, atrito com as paredes do sistema de canais e a viscosidade metal 
fundido. Desta maneira estes pesquisadores recomendam empregar para os 
sistemas que possuem redução de seção nos ataques, sistemas convergentes, 
coeficientes de perdas de carga (α) entre 0,20 a 0,40 e para sistemas com aumento 
de seção, divergentes, valores entre 0,70 a 0,90. 
 
De acordo com Webster (1980), para determinar a velocidade nas demais partes de 
um sistema de canais divergente divide-se a velocidade obtida na base do canal de 
descida pelo módulo correspondente daquele setor do sistema de canais, conforme 
o exemplo da Tabela 4.1, para o sistema 1:4:4. Para calcular a velocidade do metal 
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12 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
em um sistema convergente, seguir o modelo mostrado na Tabela 4.2, que mostra 
como exemplo o sistema 2:4:1. 
 
Tabela 4.1 : Velocidade do líquido em um sistema divergente. 
 
DESCIDA DISTRIBUIÇÃO ATAQUE 
V 
1 
V 
4 
V 
4 
 
Tabela 4.2 : Velocidade do líquido em um sistema convergente. 
 
DESCIDA DISTRIBUIÇÃO ATAQUE 
V 
2 
V 
4 
V 
1 
 
O esquema mostrado na Figura 4.1 esclarece sobre o comportamento da velocidade 
em um sistema de canais do tipo convergente e apresenta como deve ser feito o 
cálculo da velocidade em cada parte do sistema. 
 
 
 
Figura 4.1 : Variação da velocidade do líquido através de diferentes secções de um 
sistema de canais com relação 2:4:1 de acordo com a Lei da 
Continuidade (WEBSTER, 1980). 
 
Caso a relação de área do sistema convergente se apresenta como, por exemplo, 
1,0:0,9:0,6, o que é muito comum na literatura, se deve fazer a conversão para 
possibilitar o calculo da velocidade do líquido no canal de distribuição e base do 
canal de descida. Primeiro calcule a área da seção de choque aplicando a equação 
apresentada no item 4, depois calcule a seção do canal de distribuição e do canal de 
descida via regra de três. 
 
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13 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
Por exemplo, para uma secção de choque com 60 mm2, se procede da seguinte 
maneira em um sistema com relação de área 1,0:0,9:0,6: 
 
0,6 = 60 mm2 
0,9 = x 
1,0 = y 
 
Sendo assim o módulo 0,9 terá 90 mm2 e o módulo 1,0 terá 100 mm2, em seguida 
basta calcular a relação entre estas áreas do sistema de canais: 
 
 60 mm2 = 1,0 
 90 mm2 = x 
 100 mm2 = y 
 
Desta maneira o canal de distribuição com 90 mm2, possui módulo igual a 1,5 e o 
canal de descida com 100 mm2, o módulo é 1,67, neste sistema a velocidade pode 
ser então determinada de acordo com a Tabela 4.3. 
 
Tabela 4.3 : Velocidade do líquido em um sistema convergente. 
 
DESCIDA DISTRIBUIÇÃO ATAQUE 
V 
1,67 
V 
1,5 
V 
1,0 
 
A Figura 4.2 mostra exemplos de como calcular a velocidade do líquido de acordo 
com a altura da panela, e com altura da coluna de metal no sistema de canais. 
 
 
 
Figura 4.2 : Variação da velocidade do líquido em diferentes alturas e sistemas 
(WEBSTER, 1980). 
 
4.1 DETERMINAÇÃO DO TEMPO DE ENCHIMENTO 
 
Vários pesquisadores apresentam fórmulas e gráficos para determinar o tempo de 
enchimento levando-se em consideração vários fatores práticos de fundição, a 
seguir apresentam-se algumas fórmulas e gráficos para esta finalidade. 
 
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14 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
a) Método AFS de Wallace e Evans para ferro fundido cinzento (MARIOTTO; 
ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
 
 t = tempo (s) 
 e = espessura (mm) 
 P = peso do conjunto (kg) 
 
Peças com peso superior a 450 kg substituir √P por 3√P. Para obter kf, use a 
expressão acima e F (fluidez) deve ser obtido no gráfico da Figura 4.3. 
 
 
b) Para ferro fundido nodular segundo Heine (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 
1987). 
 
 t = tempo (s) 
 k1 = 2,06 para espessuras menores que 10mm 
 k1 = 2,67 para espessuras entre 10 a 25mm 
 k1 = 2,97 para espessuras maiores que 25mm 
 
 
 
Figura 4.3 : Fluidez do ferro fundido em função da composição e da temperatura de 
vazamento (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
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15 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
c) De acordo com Maehara e Esmeraldo (1989) o tempo de enchimento de 
conjuntos (peça e massalotes) em aços fundidos pode ser determinado com o uso 
dos gráficos mostrados na Figura 4.4, os quais foram obtidos em fundições 
japonesas. 
 
 
(a) 
 
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16 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
(b) 
 
Figura 4.4 : Tempo de vazamento em função do peso do conjunto, (a) até 100 kg e 
(b) até 100.000 kg (MAEHARA E ESMERALDO, 1989). 
 
 
d) Para ferro fundido nodular segundo a AFS 
 
Abaixo se apresenta uma fórmula derivada de moldes com areia de moldagem a 
verde, para calcular o tempo de vazamento (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 
1992). 
 
 
t = tempo (s) 
E = menor espessura da peça (mm) 
P = peso (kg) 
 
 
 
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17 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
e) Para aço segundo Heine (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
 
t = tempo (s) 
 com k2 variando desde 1,78 para P=45kg até 0,59 para P=45.000kg. 
 
f) Previsão do tempo de enchimento 
 
O tempo de enchimento (t) pode ser previsto dividindo-se o volume da cavidade do 
molde (VCM) a ser preenchido pelo metal, no qual incluí massalotes, pela área da 
seção transversal do canal de estrangulamento (A) e velocidade (V) do metal neste 
local, conforme a expressão matemática abaixo (WEBSTER, 1980). 
 
 
 
t = tempo de enchimento, (s). 
VCM = volume da cavidade do molde, (cm3). 
A = área da seção de choque, (cm2). 
V = velocidade do metal na seção de choque, (cm/s). 
 
 
 
g = aceleração da gravidade, 980 cms-2. 
H = altura efetiva de queda do metal, (cm). 
 
4.2 DETERMINAÇÃO DA ALTURA EFETIVA DO SISTEMA DE CANAIS 
 
Dependendo do desenho do sistema de enchimento se deve considerar o efeito da 
contra pressão do líquido que está contido na cavidade do molde sobre o líquido que 
está no canal de descida, isto deve ser feito devido ao efeito causado sobre a 
velocidade do fluxo no canal de descida. Segundo Wallace e Evans o cálculo da 
altura efetiva de vazamento pode ser feito de acordo com os esquemas e formulas 
mostradas na Figura 4.5 (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
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18 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
 Altura efetiva de vazamento (H). 
 
 
 
 H=H (a) 
 
 
 
 
 H=H-c 
 2 (b) 
 
 
 
 
 H=2Hc-p2 
 2c (c) 
 
 
Figura 4.5 : Altura efetiva para cálculo da velocidade, em função da posição do canal 
de ataque (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
 
 
 
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19 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
5 FUNIL E BACIA DE VAZAMENTO 
 
O formato do funil ou bacia de vazamento caso seja redondo tende a favorecer a 
formação de vórtice (redemoinho) durante o enchimento do molde, as Figuras 5.1, 
5.2, 5.3, 5.4 e 5.5 mostram o que é inadequado e o que é recomendado com relação 
à geometria deste item (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992; WEBSTER, 
1980). A bacia de vazamento, conforme mostra a Figura 5.5 ajuda a reduzir a 
cinética gerada pela queda do fluxo de metal a partir da panela de vazamento, com 
este desenho se diminui a velocidade do metal no interior dos canais. 
 
 
 
Figura 5.1 : Funil redondo. 
 
 
 
 
Figura 5.2 : Funil redondo com corte. 
 
 
 
Figura 5.3 : Funil retangular. 
 
 
 
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20 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 5.4 : Efeito do canto vivo entre o funil e o canal de descida e como pode ser 
evitado. 
 
 
 
Figura 5.5 : Bacia de vazamento. 
 
Bacia de vazamento com formato conforme mostra a Figura 4.6 evita entrada de 
escória, introdução de bolhas de ar no metal e eliminam a variável da altura de 
vazamento. 
 
 
 
 
Figura 5.6 : Bacia de vazamento com retentor de escória. 
 
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21 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
6 CANAL DE DESCIDA 
 
Conforme as Figuras 6.1 e 6.2 é importante que o canal de descida possua uma 
conicidade para evitar o descolamento do metal e apareçam bolhas de ar, oxidação 
e erosão. A equação apresentada na Figura 6.2 permite dimensionar a área na base 
do funil e por consequência gera um funil cônico. Após determinar a área da base 
(Ab), pode-se calcular a área da região superior (At) do canal de descida e 
conseqüentemente o seu diâmetro (D) (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). A 
Figura 6.3, de acordo com Campbell (1995) orienta como dimensionar a base do 
canal de descida, a qual possui o objetivo de absorver a turbulência neste local em 
função da mudança de direção. 
 
 
 
Figura 6.1 : Canal de descida reto (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
De acordo com a lei da continuidade, a vazão na base do funil (Qf) e na base do 
canal de descida (Qd) são iguais, sendo assim, é possível calcular a área da base 
do funil. A sequencia a seguir mostra como foi obtida a equação para calcular a área 
da base do funil. 
 
A vazão na base do funil é: 
 
Qf = Af x Vf 
 
A vazão na base do canal de descida é: 
 
Qd = Ad x Vd 
 
Sendo que Qf é igual a Qd: 
 
Af x Vf = Ad x Vd 
 
Considerando as respectivas velocidades do metal líquido na base do funil (Vf) e na 
base do canal de descida (Vd): 
 
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22 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
 
 
Substituindo a velocidade e colocando e evidência a área da base do funil (Af): 
 
 
 
 
 
Portanto, a área na base do funil é calculada da seguinte maneira: 
 
 
 
 
Figura 6.2 : Canal de descida cônico (MARIOTTO; ALBERTIN; FUOCO, 1987). 
 
Para obter os valores do diâmetro da base do canal de descida (DAb) e da base do 
funil (DAt), utilizam se as seguintes expressões matemáticas: 
 
 
 
DAd = diâmetro da base do canal de descida (mm). 
Ad = área da base do canal de descida (mm2). 
 
 
 
DAf = diâmetro da base do funil (mm). 
Af = área da base do funil (mm2) 
 
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23 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
De acordo com Campbell (1995) o alargamento na base do canal de descida ajuda a 
reduzir a turbulência nesta local, a Figura 6.3 mostra esquematicamente o efeito e 
sugere as dimensões. 
 
 
 
Figura 6.3 : Base do canal de descida e seu efeito sobre o fluxo (CAMPBELL, 1995). 
 
 
7 ORIENTAÇÕES GERAIS PARA O DESENHO DOS CANAIS 
 
A seguir são apresentadas algumas orientações básicas para ajudar no desenho de 
sistemas de enchimento. A Figura 7.1 mostra que mudanças bruscas de direção 
favorecem a formação de pressão negativa neste local, este efeito favorece a 
introdução de ar, oxidação e erosão. 
 
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24 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 7.1 : O efeito da energia cinética do liquido em locais com forte mudança de 
geometria sobre a formação de vazios no fluxo e turbulência (WEBSTER, 
1980). 
 
Canais de ataques não devem ser muito espessos para não favorecer a formação 
de pontos quentes, sugestões quanto à relação entre a espessura da parede da 
peça e a espessura do canal de ataque são mostradas na Figura 7.2. 
 
 
 
Figura 7.2 : Orientações para dimensionar a espessura máxima do canal de ataque 
e evitar desta maneira pontos quentes (CAMPBELL, 1995). 
 
 
Se a extremidade do canal primário é reta, tipo uma parede, o fluxo de metal irá 
bater na mesma e haverá a formação de um refluxo turbulento, o qual vai favorecer 
para a formação de óxidos que podem entrar nos canais de ataque. Projetar um 
poço ou formato em cunha neste local, conforme mostra a figura 7.3 evita este 
efeito. 
 
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25 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 7.3 : Orientações para a extremidade do canal primário, com o objetivo de 
reter escória nesta região (CAMPBELL, 1995). 
 
O balanceamento do sistema de canais permite que fluxo de metal seja igual nos 
ataques e desta forma haverá enchimento homogêneo da cavidade. Isto não tende a 
ocorrer caso o canal de distribuição possua a mesma dimensão ou seção 
transversal do começo ao fim. Conforme mostra a Figura 7.4a, o fluxo mais forte 
ocorre no último canal de ataque. Para que o sistema de canais seja balanceado é 
necessário que se reduza o canal de distribuição logo apos cada canal de ataque. A 
redução pode ser feita em degraus, conforme mostra a Figura 7.4 ou em forma de 
rampa. A redução de seção a ser feita no canal de distribuição logo após cada canal 
de ataque equivale a área da seção transversal do canal de ataque que ficou para 
trás e assim sucessivamente. O esquema sugerido na Figura 7.4 é recomendado 
para ligas de alumínio (CAMPBELL, 1995). 
 
 
 
Figura 7.4 : (a) Sistema não balanceado e (b) sistema balanceado e o efeito sobre o 
fluxo de enchimento do molde (CAMPBELL, 1995). 
 
A Figura 7.5 mostra um sistema de enchimento com várias inadequações, 
começando no funil, o qual possui formato redondo, este desenho favorece a 
formação de vórtice. Neste sistema o canal de descida apresenta uma conicidade 
que favorece o descolamento do fluxo da parede do canal e causa oxidação e 
aspiração de ar. O canal de distribuição possui pouca altura, isto o torna ineficiente 
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26 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
para a retenção de escória, no caso de ligas ferrosas. Com os canais de ataque 
posicionados abaixo do canal de distribuição, este sistema vai gerar muita 
turbulência e vai facilitar a entrada de escórias e óxidos na cavidade do molde. A 
extensão do canal de distribuição com terminação reta favorece o refluxo, o qual 
causa turbulência e favorece a entrada de escórias nos canais de ataque. 
 
 
 
Figura 7.5 : Sistema de enchimento com desenho que possibilita a formação de 
escória e entrada da mesma no molde (CAMPBELL, 1995). 
 
A Figura 7.6 mostra um sistema de enchimento recomendado para ligasde alumínio 
com a aplicação de relação entre áreas do tipo divergente. Com este sistema se 
reduz a velocidade nos canais primários e ataques, desta maneira se minimiza a 
oxidação da liga, no próximo capítulo este sistema será apresentado com mais 
detalhes. Uma inadequação que é mostrada na Figura 7.6 se refere ao canal de 
descida com formato redondo, o qual favorece a formação de vórtice. 
 
O sistema de enchimento mostrado na Figura 7.7 possui um desenho com relação 
de entre as áreas do tipo convergente, o qual é recomendado para ligas ferrosas. O 
canal de descida possui o maior módulo e é cônico. A seção de choque deste 
sistema está localizada nos canais de ataque, os quais estão posicionados ao lado 
do canal de distribuição, os quais possuem uma relação altura : largura de 1:4, desta 
maneira se evita a entrada de escória e facilita a separação da peça. O canal 
primário está localizado no molde superior, sua relação altura : largura é de cerca de 
2:1, possui redução na seção transversal após o primeiro ataque (escalonamento) e 
extensão em cunha. Com este desenho é possível reter a escória que flutua no 
canal primário, manter fluxo homogêneo nos ataques e evitar o refluxo na 
extremidade. 
 
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27 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 7.6 : Sistema de enchimento que dificulta a formação de óxidos e reduz a 
possibilidade de entrada dos mesmos no molde, recomendado para ligas 
de alumínio (CAMPBELL, 1995). 
 
 
 
Figura 7.7 : Sistema de enchimento que dificulta a formação de óxidos e reduz a 
possibilidade de entrada dos mesmos no molde, recomendado para ligas 
ferrosas (CAMPBELL, 1995). 
 
 
8 SISTEMA DE CANAIS PARA LIGAS DE ALUMÍNIO 
 
As recomendações que são apresentadas a seguir foram citadas na obra Aluminun 
Casting Technology da AFS, no capítulo referente ao sistema de canais (AFS – 
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28 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
ALUMINUN CASTING TECHNOLOGY, 1993). A Figura 8.1 mostra um sistema de 
enchimento com bacia de vazamento, canal de descida retangular e cônico, dois 
canais de distribuição no molde inferior e quatro canais de ataque no molde superior. 
Os canais de distribuição possuem escalonamento e extensão no formato tipo poço. 
 
 
 
Figura 8.1 : Partes de um sistema de canais para fundição de ligas de alumínio (AFS 
– ALUMINUN CASTING TECHNOLOGY, 1993). 
 
A bacia de vazamento ao lado do canal de descida, conforme mostra a Figura 8.2 
tem por objetivo reduzir o efeito da queda do metal deste o bico da panela de 
vazamento, desta maneira se consegue reduzir a velocidade do metal e mantê-la 
mais constante nos canais de distribuição. 
 
 
 
Figura 8.2 : Bacia de vazamento (AFS – ALUMINUN CASTING TECHNOLOGY, 
1993). 
 
 
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29 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
Este alargamento na base do canal de descida, conforme mostra a Figura 8.3 serve 
para absorver a energia cinética devido a queda do metal e a mudança de direção 
de vertical para horizontal, desta forma ocorre redução da turbulência. 
 
 
 
Figura 8.3 : Base do canal de descida (AFS – ALUMINUN CASTING 
TECHNOLOGY, 1993). 
 
A construção do sistema de canais de distribuição com escalonamento, conforme 
mostra a Figura 8.4 tem por objetivo manter o mais homogêneo possível o fluxo de 
metal nos canais de ataque. A redução equivale exatamente à área da seção do 
canal de ataque anterior. O projeto de redução pode ser do tipo rampa, conforme 
mostra a Figura 8.5, desta maneira se reduz turbulências. 
 
 
 
 
 
Figura 8.4 : Canal de distribuição com redução de seção por escalonamento . (AFS – 
ALUMINUN CASTING TECHNOLOGY, 1993). 
 
 
 
 
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30 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
 
Figura 8.5 : Canal de distribuição com redução de seção contínua (AFS – 
ALUMINUN CASTING TECHNOLOGY, 1993). 
 
Na extremidade dos canais de distribuição é conveniente que haja um poço ou 
extensão, este desenho permite que o primeiro fluxo de metal, o qual pode estar 
contaminado com alguma escória, areia ou óxido venha a ser desviado dos canais 
de ataque e fique alojado nestas extremidades, conforme mostra a Figura 8.6. 
 
 
 
Figura 8.6 : Extremidade do canal primário (AFS – ALUMINUN CASTING 
TECHNOLOGY, 1993). 
 
A colocação dos canais de ataque na parte superior dos canais de distribuição 
permite que ocorra primeiro o enchimento dos canais de distribuição com o fluxo não 
turbulento, o qual expulsa o ar e suba até os ataques. A camada de óxido formada 
sobre o metal fica aderida nas paredes dos canais, a entrada do metal na cavidade 
do molde ocorre quando o mesmo rompe a camada de óxido presente na frente do 
fluxo. A Figura 8.7 ilustra a posição dos canais de ataque. 
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31 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 8.7 : Posição do canal de ataque em relação ao canal primário (AFS – 
ALUMINUN CASTING TECHNOLOGY, 1993). 
 
9 SISTEMA DE CANAIS PARA FERRO FUNDIDO NODULAR 
 
9.1 LIMPEZA DO METAL 
 
O magnésio usado para produzir o ferro fundido nodular favorece a formação dos 
óxidos e escórias na superfície do metal no forno e na panela de tratamento. Esta 
escória é prejudicial, irá afetar a eficiência da nodularização, inoculação e poderá 
gerar inclusões nas peças. A magnitude deste problema esta diretamente 
relacionada com o aumento do teor de enxofre no metal base (AFS – DUCTILE 
IRON HANDBOOK, 1992). 
 
9.2 PANELAS 
 
A limpeza das panelas é essencial para garantir resultados consistentes. Nas 
panelas de tratamento e vazamento ocorre a formação de uma camada de escória 
que afetará o teor de magnésio no metal fundido. Escórias ricas em enxofre 
revertem parte deste elemento para o metal com conseqüente redução do teor de 
Mg da liga fundida. Panelas do tipo bico de chaleira são freqüentemente 
recomendadas para minimizar a entrada de escórias no molde. O uso de tampa 
ajuda a reduzir ass perdas de temperatura (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 
1992). 
 
9.3 TEMPERATURA DE VAZAMENTO 
 
O volume de oxidação aumenta significativamente para temperaturas de vazamento 
abaixo de 1399 oC e longos tempos de vazamentos, acima de 8 minutos. A faixa de 
temperatura adequada está entre 1400 oC a 1430 oC. Temperaturas maiores de 
vazamento seriam recomendadas para evitar solda fria, pinholes e escória, 
entretanto se excessivamente elevadas aumentam a quantidade de rechupes (AFS 
– DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
 
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32 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
9.4 RECOMENDAÇÕES PARA OS CANAIS 
 
Para ferro fundido nodular o sistema de canais deve ser projetado para: 
 
- Prevenir contra a entrada de escórias e inclusões não-metálicas. 
- Introduzir o metal na cavidade do molde com uma velocidade pré-
determinada e com turbulência mínima. 
- Introduzir o metal na cavidade do molde de forma a contribuir para uma 
solidificação direcional. 
 
O sistema de canais usados para produção de ferro fundido nodular difere do 
sistema usado em ferro fundido cinzento devido a maior quantidade de Mg e Si, os 
quais aumentam a possibilidade de formação de escórias. Por esta razão a 
turbulência deve ser minimizada em sistema de canais para ferro fundido nodular. 
Nestes casos se incorpora o uso de grandes canais de distribuição, os quais 
reduzem a velocidade do metal e promovem o tempo adequado para que a escória 
possa ser separada do metal antes do mesmo entrar na cavidade do molde (AFS – 
DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
9.5 TEMPO DE ENCHIMENTO 
 
Existem vários fatores à serem considerados para decidir sobre o tempo de 
enchimento. Um dos mais importantes a ser considerado é a velocidade do metal, a 
qual pode ser reduzida tanto quanto possível. Esta redução naturbulência 
(velocidade) assegurará a separação de inclusões não-metálicas no sistema de 
canais. 
 
Em fundições automatizadas atualmente o tempo de enchimento é freqüentemente 
condicionado pelo ciclo da máquina de moldar. Quando isto ocorre, o tempo ideal de 
vazamento não pode ser disponibilizado, se a produtividade é maximizada. 
 
Outro fator a ser considerado, quando se usam moldes de areia a verde, se refere à 
resistência do molde a erosão. Várias pesquisas foram realizadas para determinar 
as limitações. Abaixo se apresenta uma expressão matemática obtida a partir de 
pesquisas feitas em moldes de areia verde, a qual serve para calcular o tempo de 
enchimento (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
 
E = menor espessura da peça (mm) 
 P = peso (kg) 
 
A Tabela 9.1 apresenta o tempo de vazamento calculado de acordo com a fórmula 
apresentada anteriormente para peças com espessura entre 3 a 30 mm e pesos 
entre 5 a 100 kg. Esta fórmula esta baseada na faixa de temperatura de vazamento 
entre 1370 oC a 1425 oC. (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
 
 
 
SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA – INSTITUTO SUPERIOR TUPY 
33 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
Tabela 9.1 : Tempo de vazamento para ferro fundido nodular com temperatura de 
vazamento entre 1370 a 1425oC. 
 
Peso da peça (kg) 
Menor espessura da peça (mm) 
3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 
5 
10 
15 
20 
25 
30 
35 
40 
45 
50 
60 
70 
80 
90 
100 
3.2 
4.5 
5.5 
6.3 
7.1 
7.7 
8.3 
8.9 
9.5 
10.0 
10.9 
11.8 
12.6 
13.4 
14.1 
3.6 
5.0 
6.2 
7.1 
8.0 
8.7 
9.4 
10.1 
10.7 
11.2 
12.3 
13.3 
14.2 
15.1 
15.9 
4.0 
5.6 
6.9 
7.9 
8.9 
9.7 
10.5 
11.2 
11.9 
12.5 
13.7 
14.8 
15.8 
16.8 
17.7 
4.4 
6.2 
7.6 
8.7 
9.8 
10.7 
11.5 
12.3 
13.1 
13.8 
15.1 
16.3 
17.4 
18.5 
19.5 
4.8 
6.7 
8.3 
9.5 
10.7 
11.7 
12.6 
13.5 
14.3 
15.1 
16.5 
17.8 
19.1 
20.2 
21.3 
5.2 
7.3 
9.0 
10.3 
11.6 
12.7 
13.7 
14.6 
15.5 
16.3 
17.9 
19.3 
20.7 
21.9 
23.1 
5.6 
7.9 
9.6 
11.2 
12.5 
13.6 
14.7 
15.8 
16.7 
17.6 
19.3 
20.8 
22.3 
23.6 
24.9 
6.0 
8.4 
10.3 
11.9 
13.4 
14.6 
15.8 
16.9 
17.9 
18.9 
20.7 
22.3 
23.9 
25.3 
26.7 
6.4 
9.0 
11.0 
12.8 
14.3 
15.6 
16.9 
18.0 
19.1 
20.2 
22.1 
23.8 
25.5 
27.2 
28.5 
6.8 
9.6 
11.7 
13.6 
15.2 
16.6 
17.9 
19.2 
20.3 
21.4 
23.5 
25.4 
27.1 
28.8 
30.3 
Fonte: AFS – Ductile iron handbook, 1992. 
 
9.6 ALTURA EFETIVA DE VAZAMENTO 
 
A velocidade do metal entrando na cavidade do molde e ataque varia de acordo com 
o nível de metal no molde. Por esta razão a média ferrostática pode ser calculada, 
para calcular a altura efetiva usam-se as fórmulas mostradas na Figura 3.2(a), (b) e 
(c) (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
9.7 ÁREA DA SEÇÃO DE CHOQUE 
 
A menor seção transversal em um sistema de canais que governa o tempo de 
enchimento do molde é chamada de secção de choque. No caso de um sistema 
pressurizado a seção de choque está nos canais de ataques. Se vários ataques são 
usados, a área da seção de choque é a soma da seção transversal de todos os 
ataques. Apresenta-se abaixo a fórmula que acomoda as perdas por fricção e que 
pode ser usada para calcular a área transversal da seção de choque de peças a 
serem produzidas em ferro fundido nodular (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 
1992). 
 
 
 
A= área da seção de choque (cm2) 
P= peso do conjunto (kg) 
t= tempo de enchimento (s) 
H= altura efetiva de vazamento (cm) 
 
Esta expressão matemática é igual a apresentada por Mariotto; Albertin e Fuoco 
(1987) no capítulo 3.3, entretanto neste caso foi aplicado a densidade do ferro 
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34 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
fundido líquido, o qual é de 6,9 g/cm3, a aceleração da gravidade em 980 cm/s2 e o 
coeficiente de perdas de carga (α) igual a 0,27. 
 
9.8 BACIA DE VAZAMENTO 
 
É uma importante parte do sistema de canais que infelizmente é freqüentemente 
esquecida por todos. A bacia deve ter um volume que permaneça cheio durante o 
processo de vazamento. Isto assegura que escórias criadas no tratamento do metal 
e transferência, não entrem no canal de descida. A profundidade da bacia deve ser 
de 3 a 4 vezes o diâmetro do canal de descida, isto permite a absorção do choque 
do metal que cai da panela. A largura da bacia deve permitir que o ferro vazado 
fique na bacia e não favoreça a formação de respingos. Sempre que possível, a 
bacia em forma de funil redondo deve ser evitada, este desenho favorece o efeito de 
vórtice, o qual introduz ar e escória no fluxo de metal (AFS – DUCTILE IRON 
HANDBOOK, 1992). 
 
9.9 CANAIS DE DISTRIBUIÇÃO E ATAQUES 
 
Segundo a AFS - Ductile iron handbook (1992), um sistema moderadamente 
pressurizado, tendo o canal de descida, canal primário e canal de ataque com 
relação 2:4:1, se pode produzir peças de vários tamanhos com qualidade. O canal 
de descida deve ser cônico com um ângulo de cerca de 3o, desta forma evita-se o 
descolamento do metal das paredes e conseqüente entrada de ar e turbulência que 
geram escórias. 
 
Em um sistema com partição vertical, onde vários ataques ou braços são dispostos 
em diferentes níveis, a seção transversal dos braços pode ser reduzida, fazendo-se 
um sistema escalonado. Assegure que a área transversal do canal de descida seja 
10 a 20% maior que a combinação das áreas de choque, a pressurização do 
sistema pode ser reduzida. Este tipo de sistema reduz os defeitos de penetração. 
nas cavidades localizadas na parte de baixo do sistema e equaliza o sistema (AFS – 
DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
Usando-se uma expansão na base do canal de descida com espessura igual a 2x a 
dimensão do canal primário e diâmetro de 2x ao diâmetro da base do canal de 
descida, haverá redução da turbulência neste local. Isto vai permitir o enchimento 
adequado do canal primário e irá reduzir a erosão na base do canal de descida (AFS 
– DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
O canal primário deve ter a relação altura:largura de 2:1 e ser maior que os usados 
em ferro cinzento, isto reduz a velocidade e consequentemente a turbulência. 
Devem-se evitar mudanças bruscas de direção, nestes casos é adequado o uso de 
curvas grandes e deve-se evitar a colocação de ataques próximos das curvas (AFS 
– DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
Quando o metal líquido chega ao final do canal de distribuição ele tende a voltar 
sobre ele em um fluxo contrário. Esta turbulência é muito danosa, ajuda a introduzir 
escórias na peças. O efeito deste fenômeno pode ser reduzido fazendo-se cônico o 
final do canal de distribuição. Sempre que possível o canal primário deve ser 
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35 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
estendido após o último canal de ataque (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 
1992). 
 
As dimensões dos canais de ataque para ferro nodular devem ter na relação 
largura:altura a proporção 4:1. Isto evita a entrada de partículas não metálicas e 
facilita a separação/remoção na desmoldagem. A conexão entre o ataque e o 
primário deveria ser perpendicular, para segurar o choque remanescente no ataque 
durante todo o processo de enchimento (AFS – DUCTILE IRON HANDBOOK, 1992). 
 
10 SISTEMA DE CANAIS PARA AÇOS FUNDIDOS 
 
10.1 CONSIDERAÇÕES GERAIS 
 
Guleyupoglu (1997) cita algumas considerações gerais para a fundição de aços: 
 
a) Usar areia de alta qualidade no sistema de canais e massalotes, devido a elevada 
temperatura nestes locais. 
 
b) O sistema de canais deverá ser simples, devido a elevada viscosidade do aço 
fundido. 
 
c) Controladores de vazão, filtros e canais de descida em degraus devem ser 
evitados devido a baixa fluidez do aço fundido. 
 
d) Quando usar uma panela com válvula para o vazamento, a área da válvula 
deverá ser levemente menor que a área do canal de descida. 
 
e) O molde poderá ser inclinado cerca de 30 a 40o para que o metal mais frio fique 
na parte inferior do molde e o mais quente na parte superior, junto aos massalotes, 
entretanto esta prática não érecomendada para peças grandes devido a geração de 
muita turbulência. 
 
f) Fazer a linha de partição do molde de maneira tal que metade da peça fique no 
molde inferior, isto favorece o enchimento inicial da parte inferior e irá promover a 
solidificação direcional. Entretanto se deve evitar que haja queda do metal de alturas 
elevadas. 
 
Guleyupoglu (1997) e Maehara e Esmeraldo (1989) citam as relações de áreas dos 
canais para aço fundido, as quais são mostradas na Tabela 10.1. 
 
Tabela 10.1 : Relações de áreas dos canais para aços fundidos. 
 
VAZAMENTO DESCIDA DISTRIBUIÇÃO ATAQUE FONTES 
Não foi citado 1 4 4 Guleyupoglu, (1997) 
Sistema com 
válvula 
1 1,2 a 2 1,5 a 2,5 
Maehara e Esmeraldo 
(1989) Panela 
convencional 1 1 a 2 1 
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36 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
Na Tabela 10.2 Maehara e Esmeraldo (1989) mostram as vantagens e 
desvantagens dos sistemas de enchimento com pressão nos ataques 
(convergentes) e sem pressão (divergentes). 
 
Tabela 10.2: Vantagens e desvantagens dos sistemas convergentes e divergentes 
para aços fundidos. 
 
TIPOS DE SISTEMAS VANTAGENS DESVANTAGENS 
Com pressão nos ataques 
(convergente) 
Ataques e distribuição 
sempre cheios. 
 
Menor possibilidade de 
sucção de ar. 
 
Vazão similar, no caso de 
vários ataques. 
 
Minimiza inclusões de 
escória e areia. 
Ataque que fica na 
extremidade do canal de 
distribuição apresenta 
maior velocidade e pode 
haver erosão. 
 
Maior velocidade nos 
ataques, turbulência pode 
ser alta na cavidade do 
molde. 
Sem pressão nos ataques 
(divergente) 
Menor velocidade do fluxo 
de metal nos ataques. 
 
Menor possibilidade de 
haver erosão. 
Canal de distribuição fica 
incompleto caso o mesmo 
seja colocado no molde 
superior. 
 
Dificulta a retenção de 
escórias. 
Fonte: Maehara e Esmeraldo (1989). 
 
Quanto ao funil para o vazamento de aço fundido, Maehara e Esmeraldo (1989) 
sugerem os formatos mostrados na Figura 10.1, segundo estes pesquisadores estes 
desenhos são melhores porque no aço fundido ocorre solidificação superficial e a 
fluidez é menor quando comparado ao ferro fundido. 
 
 
 
Figura 10.1 : Formatos de funis para aço fundido (MAEHARA E ESMERALDO, 
1989). 
 
10.2 CANAIS DE DESCIDA 
 
Quanto ao canal de descida as seguintes considerações são descritas por 
Guleyupoglu (1997): 
 
a) Usar canais de descida com diâmetro entre 25 a 50 mm. 
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37 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
b) Usar materiais com alta resistência a erosão, tais como a cerâmica e concreto 
aluminoso. 
 
c) No caso de moldes que possuem altura muito elevada, recomenda-se o uso de 
canais em cerâmica ao invés de areia. 
 
d) No caso de ocorrer a formação do defeito de solda fria ou falta de enchimento de 
detalhes, recomenda-se aumentar a seção transversal do canal de descida. 
 
Maehara e Esmeraldo (1989) recomendam que o canal de descida deva ser cônico, 
desta maneira se evita o descolamento do fluxo de metal fundido o qual causa a 
sucção de ar/gases e a conseqüente formação de inclusões na peça. 
 
10.3 CANAIS DE ATAQUE 
 
Para os canais de ataque Guleyupoglu (1997) apresenta as seguintes 
recomendações: 
 
a) Geralmente se prefere canais de ataque com formato redondo em relação ao 
formado quadrado, isto ocorre devido ao menor atrito causado por este formato. 
 
b) O diâmetro do canal centrípeto deverá ser menor que o diâmetro do canal de 
descida, entretanto a área da seção transversal deverá ser maior que soma da área 
da seção transversal dos canais de ataques. 
 
c) Para peça grande em formato de placa, o canal de ataque deve ser na parte 
inferior a fim de favorecer o fluxo de metal. 
 
d) A seção transversal do canal de ataque deve ser menor que a seção da peça 
onde será colocado o ataque. 
 
e) Os canais de ataque devem ser maiores que os utilizados em peças de ferro 
fundido. Isto deve ser feito para evitar solda fria, pois o aço fundido possui elevada 
viscosidade. 
 
f) Peças em formato de placa devem possuir sistema de canais com vários ataques 
para minimizar a erosão no molde. A seção transversal de cada canal de ataque não 
deve ser maior que a seção do canal de descida. 
 
g) A quantidade de canais de ataque deve ser maximizada para evitar pontos 
quentes. 
 
h) Se usar um único canal de ataque, o mesmo deve possuir um alargamento em 
direção à peça. 
 
i) Canais em forma de corneta podem ser usados em peças pequenas, entretanto 
reduzem o rendimento metalúrgico e é mais difícil para a moldagem. 
 
j) Em peças com formato circular, tais como engrenagens ou rodas, os ataques 
geralmente são dispostos de maneira tangencial, isto evita a erosão do macho. 
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38 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
k) Em peças com formato circular que possuem raios, os quais fazem a ligação entre 
o aro e o cubo, recomenda-se colocar os ataques na região do cubo. Desta maneira, 
o aro vai receber o metal mais frio e isto vai favorecer a solidificação direcional em 
direção ao cubo. 
 
l) Os canais de ataque geralmente são colocados no molde superior. 
 
m) Os canais de ataque podem ser curvados de acordo com o perfil da peça. 
 
n) Canais com formato do tipo “saxofone” podem ser usados em moldes com grande 
profundidade. Os canais de ataque ficam dispostos em vários níveis no canal de 
descida, inclinados em direção à peça. 
 
Segundo Maehara e Esmeraldo (1989) o tamanho do canal de ataque no caso de 
ferros fundidos normalmente é menor em relação à área do canal de distribuição e 
canal de descida e desta maneira se consegue minimizar a possibilidade de entrada 
de escórias. No caso de aços fundidos o canal de ataque deve ser maior para 
facilitar o enchimento, isto é feito devido a má fluidez e a alta velocidade de 
solidificação. Sendo assim será mais difícil evitar a entrada de escórias na cavidade 
do molde através do sistema de enchimento em aços fundidos. Desta maneira se 
deve prever a contra a entrada de escórias nos canais em estágios anteriores. Para 
evitar arraste de areia o formato do canal de ataque deve possuir raios de 
arredondamento, conforme é mostrado na Figura 10.2. 
 
 
 
Figura 10.2 : Formatos do incorretos e corretos para os canais de ataque para aços 
fundidos (MAEHARA E ESMERALDO, 1989). 
 
10.4 CANAIS DE DISTRIBUIÇÃO 
 
De acordo com Maehara e Esmeraldo (1989) o objetivo do canal de distribuição é 
conduzir o fluxo de metal líquido sem que ocorra turbulência danosa e na 
temperatura adequada até os canais de ataque. O tamanho do canal de distribuição 
depende da geometria da peça. Para evitar que o metal esfrie no interior do mesmo, 
às vezes se faz necessário um aumento de área em relação ao valor que foi 
calculado. Para aços fundidos, devido à má fluidez e a alta velocidade de 
solidificação é melhor usar um formato simplificado, existem vários, conforme 
mostrados na Figura 10.3. Os formatos 1, 2 e 5, de forma retilínea, possuem maior 
facilidade para a ocorrência de defeitos de expansão de areia, como por exemplo, a 
crosta. Por serem arredondados, os melhores formatos são o 3 e o 4. 
SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA – INSTITUTO SUPERIOR TUPY 
39 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 10.3 : Formatos dos canais de distribuição para aços fundidos (MAEHARA E 
ESMERALDO, 1989). 
 
Para os canais de distribuição Guleyupoglu (1997) apresenta as seguintes 
recomendações: 
 
a) Embaixo do canal de descida o canal de distribuição deve possuir uma bacia 
rasa. 
 
b) O uso de uma extensão após o último canal de ataque é recomendado para reter 
escórias. 
 
c) Sempre que possível em peça oca, com formato cilíndrico, o sistema de 
enchimento deve ser colocado na parte interna. Com esta disposição o sistema de 
enchimento demora mais para solidificar e reduz a possibilidade de ocorrerem 
trincas devido à contração da peça. A desvantagem deste sistemaestá na 
dificuldade para a remoção dos canais e rebarbação no setor de acabamento. 
 
d) Os canais de distribuição geralmente estão localizados no molde inferior. 
 
A Figura 10.4 mostra esquematicamente um sistema de enchimento para peça de 
aço fundido utilizando algumas das considerações descritas por Guleyupoglu (1997). 
 
 
 
Figura 10.4: Esquema de um sistema de enchimento para aço fundido com relação 
1:4:4 conforme sugerido por Guleyupoglu (1997). 
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40 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
11 SISTEMA DE CANAIS VERTICAIS PRESSURIZADOS 
 
O método de calculo apresentado a seguir está baseado nas orientações do manual 
da empresa DISAMATIC para as suas máquinas de moldar com linha de partição 
vertical, a qual sugere o uso de sistema de canais convergente como o mais 
adequado ao seu processo em função dos seguintes fatores (DISA – GATING, 
1988): 
 
Produz peças com boa qualidade. 
 
Permite utilizar racionalmente a placa modelo. 
 
Permite tempo de vazamento curto. 
 
Aumenta a produtividade. 
 
Permite obtenção de microestrutura uniforme nas peças. 
 
Reduz o trabalho de rebarbação. 
 
Permite tolerância dimensional estreita. 
 
É um sistema de canais que pode ser usado para muitos tipos de ligas e peças. 
 
A seguir se discute e apresentam-se as formulas que permitem o dimensionamento 
deste sistema de canais. Outros tipos de sistemas de canais verticais podem 
também ser usados para produção de peças boas, mas o sistema de canais 
pressurizados oferece vantagens econômicas e tecnológicas. Para este sistema 
temos que levar em consideração a alta velocidade, sendo que a taxa de vazamento 
ou vazão para as peças posicionadas na metade do molde é quase a mesma para 
as peças posicionadas na parte de cima do molde. Se a taxa de vazamento para as 
peças que ficam na parte inferior do molde é muito alta, então é possível que tais 
peças apresentem defeitos devido à penetração de metal, pinholes e porosidades 
por gases. O motivo é que nesta região temos uma grande turbulência, e as peças 
que estão na parte de baixo do molde enchem muito rapidamente, resultando na 
então chamada explosão de gás ou vazamento por choque (DISA – GATING, 1988). 
 
Observando o diagrama da Figura 11.1, constata-se que as taxas de vazamento 
variam consideravelmente quando a altura metalostática é aumentada. Por exemplo, 
em um sistema de canais com área de ataque de 100 mm2 com 100 mm de altura se 
produz uma vazão de 1 kg/s, entretanto para uma altura metalostática de 400 mm e 
para a mesma área do canal de ataque a vazão passa para 2 kg/s. Esta alta vazão é 
a principal causa dos defeitos nas peças fundidas que estão na metade inferior dos 
moldes com divisão vertical (DISA – GATING, 1988). O diagrama da Figura 11.1 
deriva da seguinte formula: 
 
 
 
Q = vazão gravimétrica 
A = área da seção de choque 
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41 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
g = aceleração da gravidade 
H = altura de vazamento 
d = densidade do metal fundido 
 
A formula acima é verdadeira se o fluxo de metal ocorre em condições ideais sem 
perdas de carga, mas, na prática o fluxo de metal está sujeito a perdas por fricção e 
mudança de viscosidade o produz a perda de energia. 
 
 
 
Figura 11.1 : Vazão em função da área do ataque e da altura de vazamento (DISA – 
GATING, 1988). 
 
11.1 FATOR DE PERDAS 
 
Em consideração a perda de energia no sistema de canais um fator de perdas pode 
ser introduzido nos cálculos. O fator de perdas (α) representa a redução total de 
velocidade ou vazão a qual o metal esta sujeito no sistema de canais. A Figura 11.2 
mostra que o fator de perda é afetado por diversos itens. A perda de energia no 
sistema de canais e na peça é às vezes causada também pela contrapressão de 
gases na cavidade do molde ou método incorreto de vazamento. De outra maneira, 
a viscosidade do metal depende também da composição química, temperatura de 
vazamento e do tipo de metal (DISA – GATING, 1988). 
SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA – INSTITUTO SUPERIOR TUPY 
42 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
 
 
Figura 11.2 : Fatores que influenciam o fator de perda (DISA – GATING, 1988). 
 
A Figura 11.3 mostra como a geometria do canal de ataque influencia no fator de 
perda. A mesma área do canal de ataque pode gerar diferentes perdas no fluxo 
dependendo da espessura do ataque. Para canais de ataque mais grossos, menor 
será o fator de perda. 
 
 
 
Figura 11.3 : Fator de perdas para diferentes espessuras no canal de ataque (DISA 
– GATING, 1988). 
 
O fator de perdas (α) é um valor tipicamente empírico e pode ser estimado 
preliminarmente para efeito dos cálculos do sistema de canais. O fator de perdas 
estimado poderá mais tarde, quando o sistema de canais estiver sendo testado, ser 
SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA – INSTITUTO SUPERIOR TUPY 
43 
PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA 
corrigido. Quando introduzir o fator de perdas no calculo da velocidade a formula 
ficará da seguinte maneira (DISA – GATING, 1988): 
 
 
 
11.2 CALCULO DA ÁREA DA SEÇÃO DE ATAQUE 
 
A vazão gravimétrica (Qg) pode ser descrita como sendo a quantidade de ferro em g 
(P) que passa através de um canal em um determinado período de tempo (t), temos 
assim a seguinte expressão matemática: 
 
Qg = P/t 
 
O mesmo metal pode passar através do canal com a vazão (Qv) e pode ser descrito 
sob a vazão volumétrica, que é dada pela velocidade do metal (V) que atravessa a 
seção transversal do canal (A), temos assim a seguinte expressão matemática 
(DISA – GATING, 1988): 
 
Qv = V . A 
 
Podemos igualar as duas formas de vazão, para isto, deve-se multiplicar a vazão 
volumétrica pela densidade (d) da liga em questão, temos então a seguinte 
expressão matemática (DISA – GATING, 1988): 
 
P/t = d . V. A 
 
Agora é possível então calcular a seção do canal de ataque com a seguinte 
expressão matemática (DISA – GATING, 1988): 
 
 
 
A = área do canal de ataque ou choque (cm2) 
P = peso do metal que vai passar pelo canal de ataque (g) 
d = densidade do metal líquido (g/cm3) 
t = tempo de enchimento do molde (s) 
α = fator de perdas 
g = aceleração da gravidade (980 cm/s) 
H = altura metalostática (cm) 
 
Quando introduzimos as constantes, densidade do ferro fundido no estado líquido, 
6,89 x 10-6 kg/mm3 e aceleração da gravidade, 9810 mm/seg2, expressão fica sendo: 
 
 
 
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11.3 FLUXO DO METAL NO SISTEMA DE CANAIS PRESSURIZADO 
 
Um fluxo laminar em um sistema de canais somente pode ser obtido se (DISA – 
GATING, 1988): 
 
� Se o sistema está continuamente cheio com metal e não existam 
vazios sendo ocupados por gases. 
� Se a altura metalostática é constante. 
 
A Figura 11.4 apresenta um sistema de canais com grandes canais de distribuição e 
grandes canais de ataque. O resultado é que o metal começa a encher as peças da 
parte debaixo do molde antes que o canal primário e o funil estejam cheios e muito 
antes que as peças da parte de cima começam a encher. 
 
 
 
Figura 11.4 : Seqüência incorreta para enchimento de um molde com divisão vertical 
(DISA – GATING, 1988). 
 
Os resultados gerados no esquema mostrado na Figura 11.4 podem ser os 
seguintes (DISA – GATING, 1988): 
 
• Os gases presos no sistema de canais de distribuição pelo sistema 
turbulento entrará na cavidade do molde e farão parte da peça. 
 
• A turbulência do metal poderá erodir grão de areia que serão arrastados 
para a cavidade do molde. 
 
• Escórias produzidas no metal não poderão subir para a superfície do metal 
no funil de vazamento, pois a coluna de metal não é contínua. 
 
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• O tempo total para o enchimento do molde será maior em relação a um 
sistema onde ocorre oenchimento simultâneo de todas as peças, o qual 
pode gerar defeitos causados pelo calor excessivo no molde. 
 
• Devido ao excessivo tempo de enchimento, ocorre redução na 
produtividade da máquina de moldar. 
 
Na Figura 11.5 as áreas dos canais de distribuição e ataques foram reduzidas e 
então o sistema de canais foi cheio em tempo menor, causando o seguinte: 
 
• Rapidamente as alturas metalostáticas foram cheias H1, H2 e H3, obtendo-
se um fluxo de metal contínuo sem a presença de vazios em um tempo bem 
curto. 
 
• Quase que simultaneamente o enchimento de todas as cavidades acontece, 
e então é possível obter um tempo total de enchimento menor. 
 
 
 
Figura 11.5 : Seqüência de enchimento adequada para um molde com divisão 
vertical (DISA – GATING, 1988). 
 
A Figura 11.6 apresenta outro caso de um sistema com fluxo não continuo nos 
canais. As áreas dos canais de distribuição são bem proporcionais e após pouco 
segundos o sistema de canais está cheio. No terceiro segundo, Figura 11.6A, ambos 
as cavidades começam a encher quase que simultaneamente. 
 
Após 5 segundos o molde parece estar cheio, o fluxo de ferro ultrapassa o topo do 
funil e o operador interrompe o vazamento, Figura 11.6B. A fila de molde faz o 
movimento para frente, mas o nível de ferro no funil baixa, Figura 11.6C. A razão 
para este evento é devido à ocorrência de um fluxo muito pequeno de metal através 
dos canais de ataque, em outras palavras, existe um choque muito grande ou 
diferença de relação de áreas muito grande entre canais de distribuição e ataques 
(DISA – GATING, 1988). 
 
Tal situação pode causar: 
 
• Vazamento incompleto. 
• Solda fria nas peças, o vazador tenta salvar o molde vazando em seguida. 
• Inclusões de escória ou areia. 
 
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Figura 11.6 : Vazamento do molde com sistema de canais de distribuição correto, 
mas com áreas de ataques muito pequenas (DISA – GATING, 1988). 
 
11.4 SEQÜÊNCIA DE ENCHIMENTO DO MOLDE 
 
Uma seqüência incorreta de enchimento da cavidade do molde é em muitos casos a 
causa de defeitos nas peças fundidas. O dimensionamento incorreto dos canais de 
ataque pode causar o enchimento não simultâneo de todas as cavidades, aumentar 
o tempo de vazamento, redução de produtividade, mas também um sério aumento 
na quantidade de peças rejeitadas. Não são somente as áreas dos canais de ataque 
que são importantes para proporcionar um adequado enchimento do sistema, mas 
também a proporção entre as áreas dos canais de ataque e canais de distribuição, 
ou seja, a relação de áreas do sistema possui grande influencia. Em outras palavras, 
as áreas dos canais de ataque em nosso exemplo podem estar dimensionadas 
corretamente de acordo com a altura metalostática, mas mesmo assim o enchimento 
das cavidades pode ser incorreto. Isto pode ocorrer se os canais de distribuição não 
forem cheios completamente com o metal durante a operação de vazamento (DISA 
– GATING, 1988). 
 
No caso apresentado na Figura 11.4 é necessário fazer o ajuste das dimensões dos 
canais de distribuição para reduzir o tempo de enchimento com o metal. O ajuste 
das áreas do sistema de canais deve favorecer uma seqüência de enchimento que 
possibilite o enchimento simultâneo de todas as cavidades do molde. O tempo de 
enchimento do sistema de canais bem como o tempo total de enchimento deve ser o 
mais curto possível (DISA – GATING, 1988). 
 
11.5 OBSERVANDO A SEQUENCIA DE ENCHIMENTO DA CAVIDADE 
 
Não é difícil obter a informação a respeito do enchimento da cavidade do molde na 
prática quando o metal é vazado em uma fileira de moldes que estão em movimento, 
como é o caso dos moldes feitos em uma máquina do tipo Disamatic. 
 
Existe uma boa possibilidade de você obter a informação da seqüência de 
enchimento das cavidades do molde através da interrupção do vazamento. A idéia é 
que os primeiros moldes não sejam cheios completamente, é necessário que o 
vazamento seja interrompido após 3 segundos, os próximos em 5 segundos e assim 
por diante em tempos variados, até que o último fique completamente cheio. Desta 
forma, fica fácil observar a seqüência de enchimento que ocorreu, basta recolher os 
conjuntos na desmoldagem e observar se o enchimento das cavidades foi 
simultâneo. A Figura 11.7 mostra uma seqüência de fotos de um sistema com 
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vazamento interrompido no qual a seqüência de enchimento não ocorreu de modo 
simultâneo (DISA – GATING, 1988). 
 
 
Tempo enchimento = 2s 
 
 
Tempo enchimento = 3 e 4s 
 
 
Tempo enchimento = 5 e 6s 
 
 
Tempo enchimento = 7s 
 
Figura 11.7: Teste feito com interrupção do vazamento em um molde com 
seqüência de enchimento não simultânea em todas as cavidades (DISA – 
GATING, 1988). 
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11.6 NOMOGRAMA PADRÃO 
 
A empresa Disamatic recomenda o nomograma padrão para calcular os sistemas de 
canais. O nomograma da Figura 11.8 une os fatores da formula para o calculo da 
área da seção do canal de ataque (DISA – GATING, 1988). Para uso do monograma 
é necessário ter os seguintes dados: 
 
-O peso de cada peça (kg). 
-O tempo de enchimento de cada cavidade (s). 
-O fator de perdas - α. 
-A altura metalostática (mm). 
 
 
 
Figura 11.8 : Nomograma padrão para calcular canais de ataque para ferros 
fundidos (DISA – GATING, 1988). 
 
11.7 PESO DA PEÇA 
 
O peso da peça é um item encontrado no monograma, o qual é usado para 
determinar a área da seção do canal que está próxima da cavidade da peça, Figura 
11.9A. Às vezes, quando é necessário o uso de um massalote, o peso do massalote 
e do pescoço devem ser considerados como parte da peça, Figura 11.9B. Às vezes 
duas peças são alimentadas por um massalote, em tais casos, deve-se considerar o 
peso das duas peças e mais o peso do massalote com o pescoço, Figura 11.9C. 
Finalmente, a secção do braço do canal de distribuição é calculada com base no 
peso total de metal que vai passar neste local, Figura 11.9D (DISA – GATING, 
1988). 
 
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Figura 11.9 : A secção dos canais de ataque e de distribuição é determinada de 
acordo com o peso de metal que irá fluir através destas áreas (DISA – 
GATING, 1988). 
 
11.8 TEMPO DE VAZAMENTO 
 
Para escolher o tempo de vazamento, os seguintes fatores deveam ser levados em 
consideração (DISA – GATING, 1988): 
 
• O tempo total de vazamento (T2) é a soma do tempo de vazamento da 
cavidade da peça (T) e do tempo necessário para preencher o sistema de 
canais (T1). 
 
• O tempo total máximo de vazamento deve ser menor que o tempo do ciclo 
de moldagem da máquina (t). 
 
• O tempo do ciclo da máquina (t2) é a soma do tempo do ciclo de moldagem 
(t) e o tempo de transporte do molde, após o vazamento (t1), que 
normalmente é de 2 a 3 segundos. 
 
• O tempo total de vazamento (T2) deve geralmente ser o mais curto possível 
e sempre menor que o tempo do ciclo de moldagem (t). 
 
Dependendo do desenho do sistema de canais e do tipo de peça, o tempo de 
enchimento do sistema de canais (T1) é normalmente entre 1 a 2 segundos. O 
tempo mínimo para encher a cavidade da peça (T) depende do tipo e do peso da 
peça. O tempo máximo disponível para encher a cavidade da peça (T) depende do 
tipo de máquina e da produtividade necessária. 
 
 
 
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O que foi descrito acima pode ser resumido da seguinte forma: 
 
T + T1