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ALDEMI COELHO LIMA
ESTUDO DA APLICAÇÃO DE REVESTIMENTO DURO POR
SOLDAGEM COM ARAMES TUBULARES QUANTO À
RESISTÊNCIA AO DESGASTE DE FACAS PICADORAS DE
CANA-DE-AÇÚCAR
UNIVERSIDADE FEDERAL DE UBERLÂNDIA
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
2008
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ALDEMI COELHO LIMA
ESTUDO DA APLICAÇÃO DE REVESTIMENTO DURO POR
SOLDAGEM COM ARAMES TUBULARES QUANTO À RESISTÊNCIA
AO DESGASTE DE FACAS PICADORAS DE CANA-DE-AÇÚCAR
Tese apresentada ao Programa de Pós-
graduação em Engenharia Mecânica da
Universidade Federal de Uberlândia, como
parte dos requisitos para a obtenção do título
de DOUTOR EM ENGENHARIA MECÂNICA.
Área de concentração: Materiais e Processos
de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Valtair Antonio Ferraresi
UBERLÂNDIA – MG
2008
Dados Internacionais de Catalogação na Publicação (CIP)
L732e
Lima, Aldemi Coelho, 1963-
Estudo da aplicação de revestimento duro por soldagem com arames
tubulares quanto à resistência ao desgaste de facas picadoras de cana-de-
açúcar / Aldemi Coelho Lima. - 2008.
232 f. : il.
Orientador:.Valtair Antonio Ferraresi.
Tese (doutorado) – Universidade Federal de Uberlândia, Programa
de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica.
Inclui bibliografia.
1. Soldagem - Teses. I. Ferraresi, Valtair Antonio. II. Universidade
Federal de Uberlândia. Programa de Pós-Graduação em Engenharia
Mecânica. III. Título.
CDU: 621.791
Elaborado pelo Sistema de Bibliotecas da UFU / Setor de Catalogação e Classificação
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“Conhecimento é experimentação, caso contrário é mera informação!”
(Albert Einstein).
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A Deus
Aos meus pais e irmãos
À minha esposa Sílvia
Aos meus filhos Jéssica, Sérgio e Plínio
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AGRADECIMENTOS
A Deus, pelas condições de saúde e inteligência, indispensáveis para esta realização.
Ao professor e orientador Valtair Antonio Ferraresi, pela amizade, pelos ensinamentos, pelo
apoio, confiança e, acima de tudo, pela valiosa orientação.
Aos professores Américo Scotti e Louriel Vilarinho pelo exemplo de profissionalismo,
competência, seriedade e compromisso na condução das atividades de ensino e pesquisa.
A todos os professores que ao longo da minha vida, com preciosos ensinamentos e com seu
exemplo, me orientaram na construção do conhecimento.
Ao programa de pós-graduação em Engenharia Mecânica da UFU, pelo suporte infra-
estrutural, em especial ao LAPROSOLDA/UFU.
Às secretárias da SECPOSMEC, Janete, Inês e Kelly, pela competência e pela atenção
dispensada no meu atendimento como aluno.
Aos colegas do LAPROSOLDA-UFU, Admílson, André Richetti, Fábio Morais, Moisés
Lagares, Vladimir Ponomarev, Alberto, Vinícius, Tereza, Celina, Daniel, Diandro, Márcio,
Demóstenes, André, Temístocles, Eduardo, Alessandra, pela amizade, solidariedade e
companheirismo.
À Direção do CEFET-GO, pelos incentivos, apoio e dispensa das minhas atividades.
Aos colegas professores da coordenação de Mecânica do CEFET-GO, em especial, o prof.
Ildeu Lúcio Siqueira, pela amizade, companhia, apoio e colaboração.
Aos meus pais, à minha esposa Sílvia e aos meus filhos Jéssica, Sérgio e Plínio, pela
credibilidade, incentivos, apoio e abdicação da minha presença nos momentos de estudos.
Aos amigos Adriano Cunha, Walter Szerwinsk, Adão Souza, Sebastião G. L. Júnior pelo
apoio, incentivo e amizade.
Aos familiares e amigos da cidade de Minaçu, Goiás.
Ao professor Rafael Ariza do LTM/UFU e aos professores Rafael, Amado, Cedré, Pozo,
Manuel, Alejandro, Ramonin, Arnaldo, Lorenzo, Duffus e Puchol da Universidad Central
Marta Abreu de Las Villas, Santa Clara, Cuba, pelo apoio e amizade.
Aos bolsistas de IC, TCC e estagiários do laboratório de soldagem do CEFET-GO, Licurgo,
Victor, Johnatan, Thiago, Daniela, Verônica, Helliel, Rubens, Leandro, Célio, Wilsonelton,
Frâncis, pela colaboração nas atividades experimentais.
Ao CNPq, pelo apoio financeiro, tornando possível a realização deste trabalho.
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vi
SUMÁRIO
Resumo
xiii
Abstract
xiv
Lista de figuras
xv
Lista de tabelas
xxi
Lista de abreviaturas e símbolos
xxiii
CAPÍTULO – Introdução
01
CAPÍTULO II – Revisão Bibliográfica
07
2.1. Setor sucroalcooleiro 07
2.2. Equipamentos de extração do caldo da cana-de-açúcar 09
2.2.1. Mesa alimentadora 10
2.2.2. Picador 11
2.2.3. Desfibrador 12
2.2.4. Moendas 13
2.3. Desgaste dos equipamentos de preparo da cana 14
2.4. Soldagem de manutenção em indústrias de açúcar e álcool 15
2.5. Fundamentos do processo de revestimentos 17
2.5.1. Revestimentos de aços inoxidáveis (“cladding”) 17
2.5.2. Revestimentos de reconstrução (“build up”) 18
2.5.3. Amanteigamento (“buttering”) 18
2.5.4. Revestimentos duros (“hardfacing”) 19
2.6. Desgaste 19
2.6.1. Definição de desgaste 19
2.6.2. Classificação de desgaste 19
2.6.2.1. Desgaste por deslizamento 20
2.6.2.2. Desgaste erosivo 20
2.6.2.3. Desgaste por Impacto 21
2.6.2.4. Desgaste produzido pelo meio 21
2.6.2.5. Desgaste abrasivo 22
2.6.2.5.1. Classificação do desgaste abrasivo 22
2.6.2.5.2. Mecanismos de desgaste por abrasão 25
2.6.3. Avaliação de desgaste 27
vii
i
2.6.3.1. Abrasômetro Pino sobre Disco (“Pin-on-Disc”) 28
2.6.3.2. Abrasômetro Suga 29
2.6.3.3. Abrasômetro Roda de Borracha (“Rubber Wheel Testing”) 30
2.6.3.4. Abrasômetro LTM 33
2.6.3.5. Abrasômetro com disco rotativo (roda de aço ou de borracha) 34
2.6.3.6. Abrasômetro Multi-estação Bloco em Anel Modificado 35
2.6.3.7. Abrasômetro Combinado (ensaio de abrasão e impacto) 36
2.7. Classificação das ligas de revestimentos duros 37
2.8. Propriedades do revestimento e resistência ao desgaste abrasivo 41
2.8.1. Microestrutura e resistência ao desgaste 42
2.8.2. Morfologia de carbonetos e resistência ao desgaste abrasivo 45
2.8.3. Dureza e resistência ao desgaste 48
2.8.4. Diluição e resistência ao desgaste 51
2.9. Variáveis operacionais de soldagem de revestimento 54
2.10. Soldagem a Arco Elétrico com Arames Tubulares 58
2.10.1. Transferência metálica de arames tubulares 61
2.10.2. Aplicações de revestimentos com arames tubulares 65
CAPÍTULO III – Procedimentos Experimentais
69
3.1. Escolha da empresa parceira 69
3.2. Equipamentos 71
3.2.1. Fonte de soldagem 71
3.2.2. Alimentador de arame 72
3.2.3. Tocha de soldagem 73
3.2.4. Bancada de soldagem 73
3.3. Materiais e consumíveis 73
3.3.1. Metal de base 73
3.3.2. Consumíveis 74
3.4. Metodologia 75
3.4.1. Definição da região de trabalho via modos de transferência metálica
75
3.4.2. Construção dos corpos de prova 76
3.4.3. Constante de deposição 76
3.4.4. Avaliação dos parâmetros de desempenho 76
3.4.4.1. Parâmetros geométricos do cordão de solda 77
3.4.4.2. Diluição 77
3.4.4.3. Rendimento de Deposição 78
i
x
3.5. Avaliação de desgaste em laboratório 79
3.6. Avaliação de desgaste em campo 80
3.6.1. Construção das facas 80
3.6.2. Aplicação do revestimento duro 81
3.6.3. Instalação das facas no picador 82
3.6.4. Avaliação de desgaste (perda de massa) 84
3.6.5. Desgaste relativo por tonelada de cana 85
3.6.6. Taxa de desgaste 85
3.6.7. Resistência ao desgaste 87
3.7. Avaliação microestrutural 88
3.8. Topografia de Superfície 88
3.9. Dureza e microdureza 88
3.10. Determinação da porcentagem volumétrica de carbonetos 88
3.11. Análise estatística 89
CAPÍTULO IV – Trabalhos Preliminares
91
4.1. Trabalho de Campo: Avaliação preliminar de desempenho de revestimento 91
4.1.1. Primeira etapa 96
4.1.1.1. Rendimento e Taxa de Deposição 97
4.1.1.2. Avaliação de desgaste 99
4.1.2. Segunda etapa 102
4.1.2.1. Avaliação de desgaste 102
4.1.2.2. Desgaste relativo 104
4.2. Verificação do mecanismo de desgaste de faca picadora 105
4.3. Comentários finais do capítulo 107
CAPÍTULO V – Definição da Região de Trabalho Via Modos de Transferência
Metálica
109
5.1. Definição da distância bico de contato-peça 109
5.2. Mapeamento da transferência metálica do arame FeCrC 112
5.2.1. Identificação dos modos de transferência metálica 115
5.2.1.1. Transferência por curto-circuito (CC) 115
5.2.1.2. Transferência globular repulsiva (GLr) 117
5.2.1.3. Transferência globular (GL) 119
5.2.1.4. Região de transição globular repulsiva/curto-circuito (GLr-CC) 121
5.2.2. Mapas de transferência metálica 123
x
5.3. Influência dos modos de transferência no desempenho do arame FeCrC 125
5.3.1. Rendimento de deposição 128
5.3.2. Diluição 128
5.3.3. Influência dos modos de transferência na geometria do cordão 129
5.4. Comentários finais do capítulo 132
CAPÍTULO VI – Avaliação de Desempenho dos Três Arames na Região de
Curto-circuito.
133
6.1. Delimitação da região de curto-circuito para os três arames tubulares 133
6.2. Avaliação de desempenho na região de curto-circuito 136
6.2.1. Diluição 138
6.2.2. Rendimento de deposição 141
6.2.3. Constante de fusão 143
6.2.4. Freqüência de curto-circuitos 146
6.3. Ajuste fino dos parâmetros de soldagem 150
6.4. Comentários finais do capítulo 152
CAPÍTULO VII – Avaliação de Desgaste em Laboratório
155
7.1. Soldagem das chapas de testes 155
7.2. Diluição da solda 157
7.3. Dureza do revestimento 159
7.4. Desgaste 160
7.4.1. Preparação dos corpos de prova de desgaste 160
7.4.2. Avaliação de Pré-desgaste 162
7.4.3. Resultados de desgaste 163
7.4.4. Resistência ao desgaste “versus” dureza e diluição 166
7.4.5. Análise da trilha de desgaste 168
7.5. Microestrutura dos revestimentos 174
7.6. Porcentagem volumétrica de carbonetos totais 183
7.7. Comentários finais do capítulo 187
CAPÍTULO VIII – Avaliação de Desgaste em Campo
189
8.1. Construção das facas 189
8.2. Instalação das facas no picador 190
8.3. Avaliação do desempenho em campo 193
8.3.1. Avaliação de desgaste (perda de massa) 196
xi
8.3.2. Resistência ao desgaste 200
8.3.3. Mecanismo de desgaste 203
8.3.4. Desgaste relativo 205
8.4. Desgaste em laboratório x desgaste em campo 207
8.5. Comentários finais do capítulo 209
CAPÍTULO IX – Conclusões
211
CAPÍTULO X – Propostas para Trabalhos Posteriores
213
CAPÍTULO XI – Referências Bibliográficas
215
Anexo 1 – Facas desgastadas 229
x
i
i
x
ii
i
LIMA, A. C. Estudo da Aplicação de Revestimento Duro por Soldagem com Arames
Tubulares quanto à Resistência ao Desgaste de Facas Picadoras de Cana-de-açúcar.
2008. 232 p. Tese de doutorado, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, MG.
RESUMO
O setor sucroalcooleiro brasileiro tem apresentado um expressivo crescimento nos
últimos anos, entretanto, a manutenção das indústrias apresenta um elevado custo devido à
perda de metal dos equipamentos por mecanismos de desgaste. O objetivo deste trabalho é
estudar a aplicação de revestimentos duros por soldagem com arames tubulares quanto à
resistência ao desgaste de facas picadoras de cana-de-açúcar. Além disso, busca-se
também verificar se o ensaio por Roda de Borracha é eficaz para simular o desgaste que
ocorre com esse tipo de ferramenta. Foram utilizados três arames tubulares de liga FeCrC,
os quais diferem entre si pelos diferentes teores de C, Cr, Si e Mn, além da adição de Nb no
segundo e Ti e Mo no terceiro. Um eletrodo revestido de reconhecida eficiência foi utilizado
para a comparação com o desempenho dos arames tubulares. Fez-se o estudo da
transferência metálica de forma a selecionar um conjunto de parâmetros com os arames
tubulares dentro da região de curto-circuito para se efetuar a soldagem com mesma corrente
média. Foram construídos corpos de prova para a avaliação de desgaste em laboratório
com abrasômetro Roda de Borracha. Posteriormente, foram construídas facas picadoras de
cana-de-açúcar, revestidas com as mesmas condições de soldagem e montadas no picador
de uma destilaria de álcool. A avaliação de desgaste foi feita via perda de massa. O arame
contendo Nb apresentou a maior resistência ao desgaste em laboratório e devido à
presença de trincas e ao lascamento do revestimento, a menor resistência ao desgaste em
campo. O arame FeCrC e o arame contendo Ti e Mo apresentaram resistência ao desgaste
similar, com o pior desempenho em laboratório e o melhor em campo. Comparados ao
eletrodo revestido, apenas o arame contendo Nb apresentou similar desempenho em
laboratório e o arame FeCrC e o arame com adição de Ti e Mo, similar desempenho em
campo. O desgaste abrasivo na indústria foi menos severo que em laboratório, sendo que o
ensaio por Roda de Borracha não foi eficaz para representar o desgaste real das facas
picadoras de cana-de-açúcar, por não simular a ocorrência de impacto.
Palavras-chaves: Arame tubular autoprotegido. Revestimento duro. Faca picadora. Setor
sucroalcooleiro. Resistência ao desgaste.
x
i
v
LIMA, A. C. A Study of The Hardfacing Aplication by Flux Cored Arc Welding on Wear
Resistence of Sugar-Cane Choping Knives. 2008. 225 p. Doctor Thesis, Universidade
Federal de Uberlândia, Uberlândia, MG.
ABSTRACT
The brazilian alcohol and sugar industrie were presented the large growth in the last years.
However, the maintenance of industries presented high cost because the wear of
equipments.This work aims to study hardfacings application by Flux Cored Arc Welding on
wear resistance to the sugar-cane choping knives. It also seeks verify wether the Rubber
Wheel Test is effective or not to simulate the wear that occurs with this tool type. Three
tubular wires FeCrC alloy were used, the which ones differ to each other by the different
contents of C, Cr, Si and Mn. Besides ones differ to each other by the addition of Nb in
second and Ti and Mo in the third. One shielded electrode of recognized efficiency was used
for comparison with the tubular wires performance. Metal transfer modes was study to select
a parameters set with the tubular wires in the short-circuit region by use the same welding
current. Samples were made for the wear evaluation in laboratory with Rubber Wheel Test.
Afterwards, they were fabricate sugar-cane choping knives, hardfacing welded with same
weldings parameters and set up in choping equipment of an alcohol distillery. The wear
evaluation were done by weight loss. The contend Nb wire presented the biggest wear
resistance in laboratory and due to the crack presence and to fracture of the hardfacing,
presented the minor wear resistance in industrie. The FeCrC wire and the contend Ti and Mo
wire presented similar wear resistance with the worse performance in laboratory and the best
performance in industrie. Compared to the shielded electrode, only the contend Nb wire
presented similar performance in laboratory and the FeCrC wire and the wire with adition of
Ti and Mo, presented similar performance in industrie. The industrie wear test was less
severe who in laboratory and the Rubber Wheel Test wasn't effective to represent the sugar-
cane choping knives wear, because not simulating the impact occurrence.
Keywords: Selfshielded tubular wires. Hardfacing. Knives cutting. Azucar and alcohol
industrie. Wear resistence.
xv
LISTA DE FIGURAS
N
o
Figura Descrição da Figura Página
Figura 2.1 Mapa da cana - Região Centro-sul 08
Figura 2.2 Representação esquemática dos equipamentos de preparo e extração
do caldo
10
Figura 2.3 Detalhe da mesa alimentadora durante a parada e em operação 11
Figura 2.4 Vista interna do picador e detalhe de uma faca picadora 12
Figura 2.5 Vista interna do desfibrador e detalhe de um martelo desgastado 13
Figura 2.6 Vista das moendas em operação e em manutenção 14
Figura 2.7 Seqüência de reconstrução de um martelo desgastado 19
Figura 2.8 Tipo de desgaste abrasivo: a dois corpos e a três corpos 23
Figura 2.9 Mecanismos de desgaste por abrasão: abrasão de baixa tensão;
abrasão de alta tensão e abrasão por arranque
24
Figura 2.10 Ilustração esquemática dos principais micromecanismos de desgaste
abrasivo: microsulcamento; microcorte e microtrincamento
25
Figura 2.11 Micromecanismos de desgaste em liga de ferro-cromo-carbono e liga
de carbonetos complexos
27
Figura 2.12 Abrasômetro Pino sobre Disco 29
Figura 2.13 Abrasômetro Suga 30
Figura 2.14 Abrasômetro Roda de borracha: esquema padronizado pela ASTM e
equipamento construído por Stevenson and Hutchings (1996)
32
Figura 2.15 Abrasômetro LTM 33
Figura 2.16 Abrasômetro Disco Rotativo 34
Figura 2.17 Multi-estação bloco em anel modificado 36
Figura 2.18 Equipamento de ensaio de desgaste por abrasão e impacto 37
Figura 2.19 Microestrutura de revestimentos duros: rico em W e rico em
carbonetos complexos
44
Figura 2.20 Resistência ao desgaste abrasivo em multi-camadas 44
Figura 2.21 Distribuição de partículas de TiC na camada de revestimento duro.
micrografia ótica e morfologia MEV
45
Figura 2.22 Efeito do tamanho e fração volumétrica de carbonetos 46
Figura 2.23 Microestrutura de revestimento duro Fe-42Cr-5,3C em primeira,
segunda e terceira camada
47
x
v
i
Figura 2.24 Microestrutura de revestimento duro liga Fe-Cr-C 48
Figura 2.25 Resistência ao desgaste “versus” dureza do revestimento 50
Figura 2.26 Parâmetros geométricos e diluição do revestimento 52
Figura 2.27 Diluição “versus” perda de volume 52
Figura 2.28 Efeito dos parâmetros de soldagem na geometria do cordão de solda e
na diluição
56
Figura 2.29 Efeito do aporte térmico na dureza, na diluição e na perda de volume
de revestimento duro de liga Fe-Cr-C
57
Figura 2.30 Representação esquemática do processo Arames Tubulares: com
proteção gasosa e autoprotegido
58
Figura 2.31 Comparação entre os perfis de cordões de solda efetuados com
arames sólidos e tubulares
61
Figura 2.32 Modos de transferência do arame tubular com proteção gasosa:
transferência globular repulsiva (GL-RE) e transferência globular-
goticular
63
Figura 2.33 Imagens de transferência metálica de arame tubular do tipo básico e
gás de proteção 100% de CO
2
64
Figura 2.34 Imagens de transferência metálica de arame tubular do tipo “metal
cored”, com corrente de 240A e dois gases de proteção
65
Figura 2.35 Aspectos da transferência metálica de arames tubulares de 1,2mm:
rutílico (350A) e “metal cored” (300A) com proteção de Ar+20%CO
2
65
Figura 3.1 Parque industrial da unidade sucroalcooleira 71
Figura 3.2 Equipamentos de soldagem 72
Figura 3.3 Equipamentos de filmagem 75
Figura 3.4 Preparação para análise macrográfica e ilustração dos parâmetros
geométricos dos cordões de solda, área fundida (S
fund
) e área
adicionada (S
ad
)
77
Figura 3.5 Dispositivo fotográfico 78
Figura 3.6 Esquema do procedimento utilizado para determinar o comprimento do
arame alimentado
79
Figura 3.7 Abrasômetro Roda de Borracha utilizado para a realização dos ensaios
de desgaste
80
Figura 3.8 Perfil e dimensões do bisel das facas 81
Figura 3.9 Detalhes da usinagem do bisel por fresamento 81
Figura 3.10 Fixação da faca picadora para a aplicação do revestimento no gume 82
x
vi
i
Figura 3.11 Detalhes de fixação de faca picadora para a aplicação do revestimento
na face do bisel superior e do bisel frontal
83
Figura 3.12 Detalhes de montagem das facas nos eixos do picador: Posição dos
eixos no picador e ordem de montagem das facas por eixo
84
Figura 3.13 Seqüência para a determinação da perda de massa do metal de base 85
Figura 3.14 Esquema do picador mostrando a extensão do contato das facas com
a cana
87
Figura 3.15 Microestrutura de revestimento duro: após ataque com Murakami e
após tratamento da imagem e localização dos carbonetos
89
Figura 4.1 Detalhes da construção de uma faca e formação do bisel 92
Figura 4.2 Faca picadora destacando o movimento da tocha executado pelo
soldador
94
Figura 4.3 Detalhes da aplicação do revestimento com o arame tubular AT1 e
com o eletrodo revestido ER2
96
Figura 4.4 Peso médio do revestimento e tempo ativo de revestimento, em função
do tipo de consumível
98
Figura 4.5 Rendimento e taxa de deposição em função do consumível 99
Figura 4.6 Perda de material por desgaste e relação peso do
revestimento/desgaste, em função do consumível, na primeira etapa
99
Figura 4.7 Detalhe de desgaste em facas 100
Figura 4.8 Tendência de desgaste das facas nos eixos do picador 101
Figura 4.9 Perda de peso por desgaste e relação peso do revestimento/desgaste
em função do consumível, na segunda etapa
103
Figura 4.10 Detalhe de desgaste em facas durante a segunda etapa 104
Figura 4.11 Desgaste relativo na primeira e segunda etapa 104
Figura 4.12 Região da faca onde foi retirada a amostra para análise e detalhe da
região frontal de desgaste, ilustrando o metal de revestimento e o
metal de base
105
Figura 4.13 Detalhes da superfície da amostra de uma faca desgastada 106
Figura 5.1 Avaliação da distância bico de contato peça: DBCP x Valim x Corrente
média e Tensão x DBCP x Corrente média
112
Figura 5.2 Seqüência de imagens da transferência CC com intervalo de 5 ms
entre quadros
116
Figura 5.3 Oscilograma ilustrativo da transferência CC 116
Figura 5.4 Seqüência de imagens da transferência GLr com intervalo de 1,0 ms
entre quadros, ilustrando a rotação da gota
117
x
vii
i
Figura 5.5 Oscilograma ilustrativo da transferência GLr 119
Figura 5.6 Oscilograma ilustrativo da transferência GLr 120
Figura 5.7 Oscilograma ilustrativo da transferência GL 121
Figura 5.8 Seqüência de imagens da transferência na região de transição GLr-CC
com intervalo de 2,0 ms entre quadros
121
Figura 5.9 Oscilograma ilustrativo da transição GLr-CC 122
Figura 5.10 Mapa de transferência metálica com DBCP de 20 mm, tensão x
velocidade de alimentação
123
Figura 5.11 Mapa de transferência metálica com DBCP de 20 mm, tensão x
corrente média
123
Figura 5.12 Mapa de transferência metálica com DBCP de 35 mm, tensão x
velocidade de alimentação
124
Figura 5.13 Mapa de transferência metálica com DBCP de 35 mm, tensão x
corrente média
124
Figura 5.14 Ilustração dos testes realizados com DBCP de 20 mm 126
Figura 5.15 Ilustração dos testes realizados com DBCP de 35 mm 127
Figura 5.16 Rendimento de deposição x velocidade de alimentação para DBCP de
20 e 35 mm
128
Figura 5.17 Diluição x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm 129
Figura 5.18 Largura do cordão x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35
mm
129
Figura 5.19 Reforço do cordão x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35
mm
130
Figura 5.20 Penetração x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm 131
Figura 5.21 Relação reforço/largura x velocidade de alimentação para DBCP de 20
e 35 mm
132
Figura 6.1 Região CC para os três arames tubulares, tensão “versus” velocidade
de alimentação
135
Figura 6.2 Região CC para os três arames tubulares tensão “versus” corrente
média
135
Figura 6.3 Contornos da região de curto-circuito dos três arames tubulares,
destacando os testes realizados
136
Figura 6.4 Diluição por tipo de arame, em função da tensão e em função da V
alim
139
Figura 6.5 Diluição x energia de soldagem e diluição média para os três arames 140
Figura 6.6 Rendimento de deposição, em função da tensão e em função da V
alim
141
x
i
x
Figura 6.7 Rendimento de deposição x energia de soldagem e Rendimento de
deposição médio para os três arames
142
Figura 6.8 Constante de fusão por tipo de arame, em função da tensão e em
função da V
alim
144
Figura 6.9 V
alim
“versus” corrente média e constante de fusão média para os três
arames
145
Figura 6.10 Freqüência de curto-circuitos por tipo de arame, em função da tensão
e em função de V
alim
147
Figura 6.11 Freqüência de curto-circuitos x energia de soldagem e freqüência
média de curto-circuito para os três arames
148
Figura 6.12 Comparação dos oscilogramas de soldagens efetuadas com três
diferentes arames tubulares, com os mesmos parâmetros de soldagem
150
Figura 6.13 Seção transversal do cordão de solda antes e após o ajuste da
indutância
151
Figura 7.1 Localização do corpo de prova na superfície e na seção transversal da
chapa de teste
156
Figura 7.2 Seção transversal das chapas revestidas com os quatro consumíveis 156
Figura 7.3 Detalhe da superfície das chapas revestidas 157
Figura 7.4 Análise comparativa de diluição dos CPs de desgaste por consumível 159
Figura 7.5 Análise comparativa de dureza média, máxima e mínima em função da
faixa fornecida pelo fabricante
161
Figura 7.6 Detalhe dos Cps antes do desgaste 161
Figura 7.7 Avaliação de pré-desgaste 162
Figura 7.8 Análise comparativa de perda de passa por consumível 164
Figura 7.9 Análise comparativa de resistência ao desgaste por consumíve 165
Figura 7.10 Análise comparativa de dureza, diluição e resistência ao desgaste do
revestimento
167
Figura 7.11 Trilha de desgaste dos CPs para cada consumível 168
Figura 7.12 Imagens da trilha de desgaste por microscopia ótica (50X) 169
Figura 7.13 Imagens da trilha de desgaste feitas no MEV (1000X) 170
Figura 7.14 Perfil da trilha de desgaste por interferometria a laser 171
Figura 7.15 Desgaste em região com descontinuidades no revestimento (50X) 173
Figura 7.16 Microestrutura do arame FeCrC na interface com o MB e na superfície
do revestimento (1000X)
175
Figura 7.17 Microestrutura e EDS do revestimento FeCrC (1000X) 176
xx
Figura 7.18 Microestrutura do arame FeCrC+Nb na interface com o MB e na
superfície do revestimento (1000X)
176
Figura 7.19 Espectro de EDS da matriz do revestimento FeCrC+Nb. 177
Figura 7.20 Microestrutura e EDS do revestimento FeCrC+Nb (1000X) 179
Figura 7.21 Microestrutura do arame FeCrC+Ti na interface com o metal de base e
na superfície do revestimento (1000X)
180
Figura 7.22 Microestrutura e EDS do revestimento FeCrC+Nb (2000X) 181
Figura 7.23 Microestrutura do eletrodo revestido ER1 na interface com o metal de
base e na superfície do revestimento (1000X)
182
Figura 7.24 Microestrutura e EDS do revestimento ER1 (1000X) 182
Figura 7.25 Porcentagem volumétrica de carbonetos totais 183
Figura 7.26 Detalhes da microestrutura para a determinação do PVCt,
revestimento FeCrC e FeCrC+Nb
184
Figura 7.27 Detalhes da microestrutura para a determinação do PVCt,
revestimento FeCrC+Ti e ER1
185
Figura 8.1 Detalhes das facas revestidas com cada consumível (antes da
montagem dos mancais).
191
Figura 8.2 Detalhe de uma faca após a montagem do mancal 191
Figura 8.3 Vista interna do picador destacando a posição de montagem das facas 192
Figura 8.4 Facas desgastadas, com detalhe do canto de maior desgaste 194
Figura 8.5 Seção transversal do gume das facas com cada consumível 195
Figura 8.6 Desgaste total das facas e desgaste do revestimento por consumível 197
Figura 8.7 Histograma ilustrando o desgaste das facas por consumível 198
Figura 8.8 Resistência ao desgaste médio por consumível 200
Figura 8.9 Detalhe da superfície revestida de uma mesma faca antes e após o
trabalho
201
Figura 8.10 Detalhes das facas após o desgaste 202
Figura 8.11 Detalhe da propagação de trinca na interface com o MB e próximo à
superfície (50X)
203
Figura 8.12 Perfil da superfície desgastada das facas com os quatro consumíveis 204
Figura 8.13 Desgaste relativo por tonelada de cana na etapa final 206
Figura 8.14 Comparação da resistência ao desgaste em laboratório “versus”
campo
208
x
x
i
LISTA DE TABELAS
N
o
Tabela Descrição da Tabela Página
Tabela 2.1 Números do setor sucroalcooleiro na safra 2006/07 09
Tabela 2.2 Dados comparativos de revestimento em camisa de moenda com
eletrodo revestido de 3,2 mm e arame tubular de 1,6 mm
66
Tabela 3.1 Dados dos consumíveis utilizados 74
Tabela 4.1 Dimensões e composição química nominal dos consumíveis,
fornecida pelo fabricante
93
Tabela 4.2 Valores médios dos parâmetros de soldagem e dos principais
parâmetros de desempenho
97
Tabela 5.1 Testes para definição da DBCP com arame FeCrC, diâmetro de 1,6
mm
111
Tabela 5.2 Parâmetros de soldagem e modos de transferência para os principais
testes com DBCP de 20 mm
113
Tabela 5.3 Parâmetros de soldagem e modos de transferência para DBCP de 35
mm
114
Tabela 5.4 Parâmetros de soldagem, parâmetros geométricos, rendimento de
deposição e diluição do metal base para os 14 testes realizados
127
Tabela 6.1 Parâmetros de soldagem e modos de transferência para delimitação
da região de curto-circuito
134
Tabela 6.2 Parâmetros de soldagem dos testes realizados e parâmetros de
desempenho
137
Tabela 6.3 Parâmetros de desempenho médios e desvio padrão para os três
arames
138
Tabela 6.4 Parâmetros de soldagem para a soldagem das chapas de testes e
confecção dos corpos de prova para ensaio de desgaste
152
Tabela 7.1 Resultados de diluição 158
Tabela 7.2 Resultados de dureza dos CPs 160
Tabela 7.3 Dados de desgaste por consumível 163
Tabela 7.4 Microestrutura básica dos revestimentos e microdureza das principais
fases
174
Tabela 7.5 Porcentagem volumétrica de carbonetos totais (PVCt) 183
x
xi
i
Tabela 7.6 Apresentação conjunta dos parâmetros avaliados 186
Tabela 8.1 Dados de desgaste das facas por consumível 196
Tabela 8.2 Dados de desgaste e resistência ao desgaste por consumível 198
Tabela 8.3 Desgaste relativo durante a etapa final 205
Tabela 8.4 Relação entre a resistência ao desgaste em laboratório e em campo 207
x
xii
i
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
AT
= Arame tubular
AWS
= American Welding Society
C
= Carbono
Cap.
= Capítulo
CC
= Modo de transferência por curto-circuito
CC/s
= Curto-circuitos por segundo
C
d
= Constante de deposição
Cf
= Constante de fusão
Cf
m
= Constante de fusão média
Cr
= Cromo
Cons
= Tipo de consumível
CP
= Corpo de prova
CSI
= Condição de soldagem instável
D
= Diâmetro
DBCP
= Distância bico de contato-peça
DDAT
= Dispositivo de deslocamento automático da tocha
Desg
= Desgaste
Desg
m
= Desgaste médio
Desg
MB
= Desgaste do metal de base
Desg
rel
= Desgaste relativo por ton de cana
Desg
t
= Desgaste total por faca
Desg
t-m
= Desgaste total das facas por consumível (valores médios)
d
l
= Densidade linear do arame-eletrodo
Dil
= Diluição do eletrodo
Dil
f
= Diluição no final do corpo de prova
Dil
i
= Diluição no início do corpo de prova
Dil
m
= Diluição média
Dist
= Distância
Dist
camp
= Distância do ensaio em campo
Dist
lab
= Distância do ensaio em laboratório
DP
= Desvio padrão
EDS
= Espectroscopia de Energia Dispersiva de Raio-X
x
xi
v
ER1
= Eletrodo revestido 1
ER2
= Eletrodo revestido 2
Es
= Energia de soldagem
Fcc
= Freqüência de curto-circuitos
Fcc
m
= Freqüência média de curto-circuitos
FeCrC
= Arame de liga ferro-cromo-carbono
GL
= Modo de transferência globular
GL
r
= Modo de transferência globular repulsiva
GL
r
-CC
= Modo de transferência globular repulsiva/curto-circuito
GT
= Modo de transferência goticular (“spray”)
HV
= Dureza Vickers
I
m
= Corrente média
kd
= Indutância de descida
Ks
= Indutância de subida
L
= Largura do cordão
L
a
= Comprimento de arame alimentado durante a soldagem
Ma
= Massa de arame alimentado
M
c
= Medida conhecida
M
d
= Massa de arame-eletrodo depositada
MEV
= Microscópio eletrônico de varredura
Mo
= Molibdênio
Mn
= Manganês
M
r
= Medida real
M
7
C
3
= Carboneto hexagonal de cromo
N
= Número de rpm
Nb
= Nióbio
+Nb
= Liga FeCrC com adição de nióbio
NbC
= Monocarboneto de nióbio
OMT
= Outro modo de transferência
p
= Significância estatística em teste de hipótese
P
= Fósforo / Passo da solda
P
est
= Peso estimado de cana moído por faca
P
it
= Peso da faca no início do trabalho
P
it
= Peso da faca no final do trabalho
P
cana
= Peso total de cana processada no período
Pn
= Penetração
x
x
v
Prev
m
= Peso médio do revestimento
PVCt
= Porcentagem volumétrica de carbonetos totais
PVCt
m
= Porcentagem volumétrica média de carbonetos totais
Rd
= Rendimento de deposição
Rd
m
= Rendimento de deposição médio
Rdesg
= Resistência ao desgaste
Rdesg
lab
= Resistência ao desgaste em laboratório
Rdesg
campo
= Resistência ao desgaste em campo (na indústria)
Ref
= Reforço
S
= Enxofre
Sa
= Rugosidade superficial média
Sq
= Rugosidade superficial quadrática média
S
ad
= Área adicionada
S
fund
= Área fundida
Sku
= Coeficiente de achatamento superficial - Kurtosis
Si
= Silício
Ssk
= Coeficiente de simetria superficial - Skewness
t
= Tempo de ensaio
Tdesg
= Taxa de desgaste
T
dep
= Taxa de deposição
Ti
= Titânio
+Ti
= Liga FeCrC com adição de titânio e molibdênio
TiC
= Monocarboneto de titânio
T
moag
= Taxa de moagem de cana
t
trab
= Tempo de trabalho
Transf
= Modo de transferência
t
sf
= Tempo ativo de soldagem por faca
U
m
= Tensão média
U
r
= Tensão de referência
V
= Vanádio
Valim
= Velocidade de alimentação do arame
Vsold
= Velocidade de soldagem
W
= Tungstênio
µm
= Micrometro
x
xv
i
CAPÍTULO I
INTRODUÇÃO
O setor sucroalcooleiro vem apresentando grande expansão nos últimos anos no
Brasil, em função da estabilidade do mercado mundial do açúcar e do aumento de consumo
do etanol no mercado interno e pelo aumento da meta de utilização de biocombustíveis nos
EUA, União Européia e Japão. O setor contava com 325 unidades produtoras operando na
safra 2006/2007, 342 na safra 2007/2008, além da previsão de 373 em 2009/2010 e 412 na
safra 2012/2013. Isso representa um aumento de 27% em 6 anos, sem contar os outros 61
projetos em estudos para implantação posterior.
A elevada capacidade produtiva com custos competitivos do setor sucroalcooleiro
brasileiro, frente ao etanol de milho (americano) e ao de beterraba ou mandioca, além da
grande quantidade de terra disponível para o cultivo da cana colocam o Brasil numa
condição de liderança no mercado mundial do etanol. O País é, portanto, o maior produtor
de açúcar do mundo e o segundo maior produtor de etanol, atrás apenas dos EUA, cuja
produtividade, a partir do milho, é bastante inferior.
Por sua vez, a perda de material por mecanismos de desgaste representa um custo
significativo para a operação de usinas de açúcar e destilarias de álcool, onde a
deterioração das ferramentas é grande e a vida em serviço dos componentes é curta.
A redução da capacidade produtiva ocorre devido às paradas constantes para a
substituição das peças desgastadas, bem como, pelos custos de recuperação das mesmas,
envolvendo mão-de-obra, equipamentos e consumíveis de soldagem, dentre outros. Novas
técnicas de soldagem e novos tipos de consumíveis (eletrodos) têm sido desenvolvidos para
minimizar esses problemas.
A aplicação de revestimentos com o objetivo de reduzir o desgaste e,
consequentemente os custos, busca o incremento da vida em serviço dos componentes e
na redução das paradas para manutenção. Uma correta seleção do material depositado
Introdução
2
permite, dentre outras coisas, transformar elementos descartáveis por desgaste em bens de
capital recuperáveis, aumentar a resistência e prover as superfícies susceptíveis ao
desgaste de características e propriedades desejadas e, em geral, aumentar a eficiência do
processo em que tomam parte os elementos reconstruídos e/ou protegidos.
Foram feitas diversas visitas em usinas de açúcar e destilarias de álcool, com o
objetivo de conhecer a realidade tecnológica do setor, identificando aspectos de operação e
de manutenção dos equipamentos e ferramentas utilizadas no processamento da cana-de-
açúcar, sua vida útil, ciclos de paradas programadas para manutenção, processos e
técnicas envolvidas na recuperação de peças desgastadas, além da identificação dos
equipamentos ou ferramentas mais afetados pelo desgaste. Verificou-se que os
equipamentos que apresentam condições mais críticas do ponto de vista de desgaste
abrasivo são: a mesa alimentadora, o nivelador, os roletes, as volandeiras, os mancais, o
picador, o desfibrador e as moendas. Enquanto a maior parte dos equipamentos pode ser
recuperada durante a entressafra (novembro a março, na região centro-sul), as facas
picadoras e os martelos desfibradores precisam ser substituídos periodicamente, sendo os
maiores responsáveis pelo curto ciclo de paradas programadas para sua substituição.
As facas picadoras, seguidas pelos martelos desfibradores, são as primeiras
ferramentas a entrarem em contato com a cana-de-açúcar durante a preparação desta para
a extração do caldo. Têm a função de cortar e desfibrar as células da mesma para
possibilitar a maior eficiência na extração da sacarose nas moendas, estágio seguinte. Para
aumentar a resistência ao desgaste, as ferramentas, geralmente construídas em aço
carbono 1020 recebem a aplicação de uma camada de revestimento duro nas faces que
entram em contato direto com a cana.
O desgaste acentuado dessas ferramentas se deve à elevada velocidade de impacto
com a cana, na presença de elementos agressivos como areia, pedaços de madeira, raízes,
pedras e ferro que são coletados durante o processo de carregamento. Além disso, acredita-
se que fatores como a variedade da cana, a abrasividade do solo de cultivo, o método de
colheita (manual ou mecanizada), a qualidade da lavagem da cana, dentre outros, possam
ter influência relevante no volume de perda de massa das ferramentas.
O desgaste progressivo das facas picadoras e dos martelos desfibradores é
responsável pela redução da eficiência na extração da sacarose, o que leva à realização
das paradas programadas com o objetivo de realizar a sua substituição. Durante essas
paradas, toda a produção é interrompida por um período de 8 a 12 horas, ocasionando uma
significativa perda de produção, além do envolvimento de profissionais, materiais,
ferramentas, equipamentos e consumíveis para a recuperação e substituição das
ferramentas.
Introdução
3
Após o período de trabalho, essas ferramentas são recuperadas por soldagem pela
aplicação de revestimentos duros, utilizando-se diferentes processos, técnicas e
consumíveis para a reposição do metal desgastado em serviço.
Tradicionalmente, a aplicação de revestimentos duros pelo setor industrial tem sido
feita manualmente com o processo Eletrodo Revestido ou de forma automática com o
processo Arco Submerso, quando a geometria ou dimensões das peças se adequam a essa
aplicação. Devido à sua maior produtividade em relação ao primeiro, aliada à maior
versatilidade quando comparado ao segundo, o processo Arame Tubular tem se tornado
uma alternativa importante, contando com uma grande variedade de consumíveis para
diferentes aplicações de revestimentos duros.
Diversos trabalhos já foram desenvolvidos investigando a resistência ao desgaste de
depósitos de soldas de revestimentos duros, como Bálsamo (1995), Martins Filho (1995),
Hernandez (1997), Ribeiro (2004), Buchelly et al (2005), Buchanan, Shipway e McCartney
(2007), Corrêa et al (2007), Carceller (2007), dentre outros. Entretanto, esses trabalhos
ficaram restritos a avaliações em laboratórios e investigaram revestimentos aplicados com
eletrodos revestidos ou com arames tubulares não recomendados para aplicação nos tipos
de ferramentas que ora se propõe.
Neste trabalho foram utilizados três tipos de arames tubulares autoprotegidos de liga
ferro-cromo-carbono indicados pelo próprio fabricante para aplicações no setor
sucroalcooleiro, especialmente, em facas e martelos desfibradores. A diferença entre os
arames refere-se aos diferentes teores de carbono, cromo, silício e manganês, além da
adição de nióbio no segundo e a adição de titânio e molibdênio no terceiro.
Devido à carência de estudos que apontem qual o tipo de arame mais indicado para
a aplicação citada ou mesmo que façam uma análise comparativa entre o desempenho dos
arames tubulares com os eletrodos revestidos tradicionalmente utilizados pelo setor, este
trabalho se propõe a apresentar contribuição nesse sentido.
O seu objetivo é, portanto, estudar a aplicação de revestimentos duros por soldagem
com arames tubulares na resistência ao desgaste de facas picadoras de cana-de-açúcar.
Isso é feito buscando apontar, a partir da identificação das particularidades da operação das
facas picadoras e a partir de estudos iniciados em laboratório quanto ao comportamento dos
arames durante a soldagem e quanto à resistência ao desgaste dos revestimentos, qual o
arame com melhor desempenho em campo de forma comparativa com o eletrodo revestido
considerado líder de mercado nessa aplicação.
Além disso, como objetivo secundário, busca-se também verificar se o ensaio por
Roda de Borracha, empregado na maioria dos trabalhos que investigam revestimentos
duros para aplicação em indústrias do setor sucroalcooleiro, é eficaz para simular os
Introdução
4
mecanismos de desgaste em facas picadoras de cana-de-açúcar. Isso sendo comprovado
contribuirá para a realização de estudos posteriores de avaliação de consumíveis ou
condições de soldagem para esse fim.
Como a soldagem com arames tubulares apresenta maior produtividade que com
eletrodos revestidos, caso se obtenha depósitos com resistência ao desgaste equivalente ou
superior com o primeiro processo, esse pode se tornar uma opção economicamente viável
ao revestimento de facas picadoras de cana-de-açúcar e, por extensão, de outros
equipamentos do setor sucroalcooleiro que apresentem mecanismo de desgaste similar.
Foi efetuado um estudo da transferência metálica com os arames para conhecer
particularidades do seu comportamento durante a soldagem e então, avaliada a influência
dos modos de transferência, dos parâmetros de soldagem e do tipo de arame nos
parâmetros de maior importância quanto à resistência ao desgaste dos depósitos de soldas.
Após a realização de estudos e análises em laboratório, principalmente quanto à resistência
ao desgaste, foi feita a aplicação de revestimento nas ferramentas de uma destilaria de
álcool para avaliar o seu desempenho em situação real de trabalho.
Esta metodologia é importante porque no que se refere ao comportamento de
desgaste, nem sempre os resultados de laboratório se repetem em campo, devido ao
tribosistema mais complexo pela presença de outras variáveis e à combinação de diferentes
mecanismos de desgaste. Por outro lado, uma experimentação direta em campo, sem
análise anterior, poderia interferir nos processos produtivos, já que a aplicação de
revestimento com baixo desempenho poderia provocar parada não programada da indústria
e, conseqüentemente, transtornos nos processos de produção e prejuízos para a indústria.
Espera-se com a realização deste trabalho, propiciar uma avaliação mais ampla do
desempenho dos arames tubulares para aplicações de revestimento duro com o objetivo de
ampliar o universo de aplicações desse processo de reconhecida alta produtividade.
Acredita-se que, aliando essa característica do processo Arame Tubular com técnicas ou
tipo de arame que aumentem a resistência ao desgaste do revestimento duro em facas
picadoras, poderá aumentar a vida útil das ferramentas, aumentar os intervalos entre
paradas para reparo, diminuir os custos operacionais (manutenção e produção), além de
contribuir para o aumento da produtividade e da competitividade do setor.
Dessa forma, as principais contribuições deste trabalho referem-se ao estudo da
transferência metálica de arames tubulares autoprotegidos, à avaliação da resistência ao
desgaste abrasivo de revestimentos aplicados com três arames tubulares em ensaio por
Roda de Borracha, em comparação com um eletrodo revestido para revestimentos duros e,
por último, a avaliação do desempenho dos consumíveis em situação real de trabalho, ou
seja, na aplicação de revestimento em faca picadora de cana-de-açúcar.
Introdução
5
O presente trabalho encontra-se dividido em 10 capítulos, tratando este, o Capítulo I,
de uma breve introdução ao estudo proposto, apresentando os elementos motivadores e os
objetivos da sua realização, de forma a inserir o leitor no contexto do trabalho.
O Capítulo II apresenta uma revisão bibliográfica, cuja fundamentação teórica
alicerça o presente estudo. Inicia-se com informações básicas sobre o setor sucroalcooleiro,
sobre desgaste (tipos e mecanismos), ligas de revestimento, microestrutura e resistência ao
desgaste, fundamentos dos processos de revestimento, soldagem de manutenção, e
processo de soldagem com arames tubulares. Os aspectos mais relevantes referentes ao
estado da arte quanto aos assuntos abordados são apresentados ao longo do texto.
O capítulo III apresenta o desenvolvimento experimental, a descrição da metodologia
adotada, dos materiais e equipamentos, desde o equipamento de soldagem, a bancada de
testes, os arames tubulares e metal de base, até os ensaios de desgaste em laboratório e
em campo, dentre outros.
O Capítulo IV apresenta os trabalhos preliminares realizados para o direcionamento
da tese com suas respectivas análises e discussões.
No Capítulo V são apresentados os estudos para definição da região de trabalho via
modos de transferência metálica. Nesse caso não se ambicionou esgotar os estudos
referentes aos aspectos que regem a transferência metálica dos arames, nem tão pouco
utilizar todo o ferramental tecnológico disponível no LAPROSOLDA para esse fim, mas de
forma objetiva, identificar os modos de transferência e suas fronteiras para orientar a
seleção da faixa de parâmetros de soldagem para a aplicação no trabalho.
O Capítulo VI apresenta a avaliação de desempenho dos três arames na região de
curto-circuito, em termos de parâmetros geométricos do cordão de solda, diluição,
rendimento de deposição, estabilidade do arco e constante de fusão.
No Capítulo VII são apresentados os resultados da avaliação de desgaste em
laboratório, a microestrutura dos depósitos e a porcentagem volumétrica de carbonetos
totais (PVCt).
No Capítulo VIII são apresentados os resultados da avaliação de desgaste dos
revestimentos aplicados em facas picadoras de cana-de-açúcar e montadas no picador de
uma destilaria de álcool para avaliação de desgaste em situação real de trabalho.
A apresentação das principais conclusões obtidas com o desenvolvimento do
trabalho é feita no Capítulo IX, sendo que para a elucidação de questões não aprofundadas
no mesmo, se apresentam no Capítulo X algumas propostas para estudos posteriores.
No Capítulo XI são apresentadas as referências bibliográficas responsáveis pela
fundamentação teórica, bem como outras literaturas consultadas sobre os assuntos
pesquisados, mas não citadas no texto.
Introdução
6
CAPÍTULO II
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Neste capítulo é feita a revisão bibliográfica cuja fundamentação teórica alicerça o
presente trabalho. Inicia-se com informações básicas sobre o setor sucroalcooleiro,
equipamentos de extração do caldo da cana e ocorrência de desgaste nos mesmos,
soldagem de manutenção em indústrias de açúcar e álcool, tipos de desgaste, mecanismos,
desgaste abrasivo e métodos de avaliação de desgaste. Em seguida, faz-se uma
abordagem sobre os fundamentos dos processos de revestimento, revestimentos duros,
ligas de revestimento, propriedades dos revestimentos duros (microestrutura, dureza e
diluição) e processo de soldagem com arames tubulares. Além disso, procura-se ao longo
do texto, demonstrar o estado da arte referente aos assuntos de maior relevância abordados
no trabalho.
2.1. Setor sucroalcooleiro
Nos últimos anos tem-se observado uma grande expansão do setor sucroalcooleiro
no Brasil. Isso se deve ao surgimento dos veículos bi-combustível, da adição de álcool
anidro na gasolina, do aumento das exportações de açúcar e álcool e, da substituição
gradual do diesel pelo biodiesel, que requer no processo químico, a adição de álcool na
proporção de 15%. As exportações de álcool saltaram de 700 milhões de litros em 2003,
para 3 bilhões de litros em 2007 (US$ 1,5 bilhão), principalmente, para os EUA, Coréia do
Sul, Índia, Japão e Suécia, devido à preocupação maior dos países em reduzir a poluição e
devido ao alto preço do petróleo no mercado internacional (Martins, 2005; JornalCana,
2008).
Segundo Alves Filho (2001), em 1983 o Brasil desenvolveu um sistema de moagem
próprio, que veio a transformar-se no mais produtivo do mundo, substituindo os
equipamentos de tecnologia australiana, introduzidos na década anterior. Entre 1980 e
Revisão Bibliográfica
8
1990, o setor iniciou o emprego de tecnologias para a redução dos custos de produção,
iniciativa que foi consolidada na década seguinte. Na atualidade, o segmento trabalha em
novos projetos, como a redução de perdas na fabricação de açúcar, a auto-suficiência
energética, a melhoria da qualidade do açúcar e a diversificação da produção,
principalmente por meio do aproveitamento do bagaço e da palha da cana, os quais podem
ser aproveitados na produção de energia elétrica, de etanol e de celulose.
O álcool combustível nacional é bastante competitivo no cenário mundial, quanto ao
quesito custo de produção, com preço de US$ 0,20/l, contra US$ 0,32/l nos Estados Unidos
e US$ 0,56/l na Europa, provenientes da cana-de-açúcar, milho e beterraba,
respectivamente (Scandiffio, 2005).
O estado de São Paulo, seguido do Paraná, são os maiores produtores de cana-de-
açúcar do Brasil, mas estão se esgotando as suas possibilidades de expansão. As novas
fronteiras são os estados de Minas Gerais, Goiás e Mato Grosso. A Fig. 2.1 ilustra o mapa
da cana da região Centro-sul, potencial de produção de cana-de-açúcar no Brasil. É
formada pelo norte do Paraná, noroeste de São Paulo, Triângulo Mineiro, centro-sul de
Goiás, região sudeste do Mato Grosso e região Centro-leste do Mato Grosso do Sul
(Martins, 2005; Scandiffio, 2005).
A segunda maior fonte de energia do Brasil são os produtos da cana-de-açúcar, que
representam 15,82% da matriz energética, ficando atrás somente dos produtos do petróleo
(40,36%), mas à frente da energia hidráulica (14,49%) e da lenha (14,80%). Esses dados
oficiais são de 2004 e é certo que em 2006, ano da auto-suficiência do petróleo no Brasil, a
participação dos produtos da cana-de-açúcar, incluindo o etanol, tenha sido
percentualmente ainda maior (Otto, 2006).
Figura 2.1 – Mapa da cana - Região Centro-sul
O setor que contava com 308 unidades industriais, responsáveis pelo cultivo de 5
milhões de hectares (em torno de 1,5% das terras agriculturáveis do Brasil), em 2001,
Revisão Bibliográfica
9
passou a operar com 334 unidades em 2005 e apresentou crescimento do mercado
consumidor, em média, 10% ao ano durante cinco anos seguidos (Alves Filho, 2001; Santos
et al, 2005). Estima-se a operação de 350 unidades sucroalcooleiras em 2007, sendo que
pelo menos 90 usinas novas devem surgir até 2010 no Brasil, sem contar com a ampliação
das existentes, para suprir à crescente demanda do mercado por seus produtos (Montanini,
2006).
A Tab. 1 apresenta de forma ilustrativa os números do setor sucroalcooleiro no Brasil.
Em um cenário proposto por Scandifio (2005), de crescimento da oferta de álcool
combustível de 5,6% ao ano, a capacidade instalada em 2004 (17.700 mil m
3
) seria
triplicada em 20 anos, passando a 52.721 mil m
3
, em 2024.
Tabela 1 – Números do setor sucroalcooleiro na safra 2006/07 (JornalCana, 24/05/2008).
Movimenta R$ 41 bilhões
Representa 3,65% do PIB
Gera 4 milhões de empregos
Emprega 72.000 agricultores
Produção de cana 420 milhões de toneladas
Produção de açúcar 30 milhões de toneladas
Produção de álcool 17,5 bilhões de litros
Exportação de açúcar 19 milhões de toneladas/US$ 7 bilhões
Exportação de álcool 3 bilhões de litros/US$ 1,5 bilhão
Recolhimento de impostos R$ 12 bilhões
Investimento R$ 5 bilhões/ano
Compõe-se 344 unidades em operação + projetos
2.2. Equipamentos de extração do caldo da cana-de-açúcar
A extração do caldo da cana para a posterior produção do álcool ou do açúcar passa
por várias etapas. Na primeira, após o descarregamento, a cana é lavada e alimentada em
esteiras através da mesa alimentadora. Em seguida, passa pelo setor de preparo (nivelador,
picador e desfibrador) e posteriormente pelas moendas (Copersucar, 2008).
Segundo Nogueira e Filho (2005), o “preparo” da cana para moagem consiste em um
processo de desintegração, visando destruir a resistência da parede dura da cana (casca e
nós), romper o maior número de células parenquimatosas que armazenam o caldo, bem
como uniformizar o “colchão de cana” favorecendo a capacidade unitária do aparelho de
extração. Tais procedimentos facilitam o trabalho da moenda, reduzindo as perdas
inevitáveis de sacarose no bagaço. A quantidade de caldo extraído é função direta da
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10
intensidade desse preparo. Assim, os equipamentos preparadores operam com alta
velocidade e baixa pressão, sem, no entanto, extrair o caldo.
O objetivo básico do preparo da cana é aumentar a sua densidade, bem como,
realizar o máximo rompimento das células para liberação do caldo nelas contido, obtendo-
se, portanto, uma maior eficiência de extração (Copersucar, 2008). A Fig. 2.2 ilustra a
representação esquemática dos equipamentos envolvidos. Em seqüência, os mesmos serão
mais detalhadamente descritos.
Figura 2.2 – Representação esquemática dos equipamentos de preparo e extração do caldo
(Copersucar, 2008).
2.2.1. Mesa alimentadora
A mesa alimentadora é o primeiro equipamento a entrar em contato com a cana
durante o beneficiamento da mesma e tem a função de controlar a quantidade de cana
sobre a esteira. Recebe as cargas de cana do estoque, ou diretamente dos caminhões,
transferindo-as a uma ou mais esteiras metálicas que a conduzem até as moendas,
passando antes pelo setor de preparo (Vide Fig. 2.2). Apresenta uma parte rodante, formada
por eixos, correntes e taliscas para a elevação da cana de forma a facilitar a operação de
lavagem e alimentação mais uniforme da mesma sobre a esteira. Conforme a sua
inclinação, pode ser classificada como convencional (inclinação de 5º a 17º) ou de grande
inclinação (45º).
A lavagem da cana, efetuada sobre as mesas alimentadoras, visa a retirada de terra,
areia e outros materiais estranhos, com a finalidade de obter um caldo de melhor qualidade
e aumentar a vida útil dos equipamentos subseqüentes, pela redução dos agentes de
desgaste. Essa lavagem não é feita na cana picada, colhida mecanicamente, pois isto
provocaria um arraste muito grande de sacarose pela água.
Mesa Alimentadora
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11
A Figura 2.3 apresenta detalhes da mesa alimentadora durante a parada (Fig. 2.3a) e
durante a operação (Fig. 2.3b), permitindo visualizar o processo de lavagem. A seta indica a
posição da esteira de transporte da cana aos equipamentos de preparo.
Figura 2.3 – Detalhe da mesa alimentadora durante a parada (a) e em operação (b).
2.2.2. Picador
O picador é constituído por um ou dois jogos de facas em seqüência (o primeiro, no
caso de jogo duplo é apenas nivelador) que prepara a cana a ser enviada ao desfibrador. É
um equipamento rotativo de facas oscilantes que opera a uma velocidade periférica em
torno de 60m/s e tem por finalidade aumentar a densidade do colchão de cana, ao cortá-la
em pedaços menores, preparando-a para o trabalho do desfibrador (Copersucar, 2008).
Segundo Nogueira e Filho (2005), as facas “picadoras” têm a função de retalhar,
cortar e picar as canas, melhorando consideravelmente a alimentação da primeira unidade
esmagadora. Essas facas são recobertas por um cofre metálico, munido de portas de
acesso, o qual evita a projeção de pedaços de cana para fora da esteira. O acionamento
das mesmas é feito por motor elétrico, por máquina a vapor de alta rotação ou por turbina a
vapor.
Segundo Hugot (1986) apud Espinosa et al (2004), as facas picadoras devem ser
construídas de um aço resistente ao desgaste e com boa resistência mecânica, como os
aços de liga Cr-W-V, com uma resistência máxima à tração de 2100 MPa e dureza no fio de
57 a 58 HRC. Entretanto Espinosa et al (2004) afirmam que na atualidade, visando a
redução de custos de fabricação, são utilizados aços de baixo carbono com resistência
máxima à tração de 380 MPa e obtendo-se a dureza do fio de corte com a utilização de
eletrodos de alta resistência e dureza.
b)
a)
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Segundo Espinosa et al (2004), a fadiga, devido ao trabalho de picagem da cana, é
uma importante causa de falha de facas picadoras de cana-de-açúcar quando essas são
construídas em aço baixo carbono de baixa resistência. Nesses casos, por razões
econômicas, utiliza-se material mais barato e reforça-se o fio de corte com revestimentos
duros, descuidando-se da resistência volumétrica.
A Figura 2.4a mostra a vista interna de um picador de seis eixos e dez facas por
eixo. É possível identificar a esteira que arrasta a cana contra o picador, na parte inferior da
figura, bem como, a região de entrada da cana indicada pela seta. A Fig. 2.4b mostra
detalhe de uma faca picadora desgastada, a qual tem espessura de 25 x 180 x 580 mm.
Figura 2.4 – Vista interna do picador (a) e detalhe de uma faca picadora (b).
2.2.3. Desfibrador
O desfibrador é formado por um tambor alimentador que compacta a cana à sua
entrada. Em seguida, um rotor constituído por um conjunto de martelos oscilantes que gira
em sentido contrário ao avanço da esteira, com velocidade periférica de 60 a 90m/s,
forçando a passagem da cana por uma pequena abertura (1 cm) ao longo de uma placa
desfibradora. O desfibrador é composto de martelos pesados com a função de desfibrar a
cana para aumentar a eficiência na extração do caldo no estágio seguinte (setor de
moendas), porém mantendo uma estrutura fibrosa longa (Copersucar, 2008). Para isso,
possui maior número de ferramentas (martelos), gira em maior velocidade e os martelos
possuem uma maior área de contato com a cana do que as facas picadoras (Nogueira e
Venturini Filho, 2005).
a
)
Faca
p
icadora
Eixo
Esteira
b
Mancal
Revestimento
Des
g
aste
Cor
p
o
100 mm
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A Figura 2.5a mostra detalhes internos de um desfibrador de oito eixos e dez
martelos por eixo. A vista é do lado posterior do desfibrador (saída da cana). A seta indica o
tambor alimentador, parcialmente encoberto pelo conjunto de martelos. Na parte superior do
desfibrador encontra-se a placa desfibradora, não visível na imagem. A Fig. 2.5b apresenta
detalhe da extremidade de um martelo, desgastada pela operação.
Figura 2.5 – Vista interna do desfibrador (a) e detalhe de um martelo desgastado (b).
2.2.4. Moendas
A moagem da cana é um processo que visa extrair o máximo do caldo contido na
cana já desfibrada ao fazê-la passar entre dois rolos submetidos à determinada pressão e
rotação, aumentando o rendimento de extração e dessa forma produzindo um bagaço final
em condições de propiciar uma rápida queima nas caldeiras (Copersucar, 2008).
A moenda é constituída de 3 cilindros ranhurados, os quais têm os seus centros
ligados, formando um triângulo isósceles. Cada conjunto de rolos de moenda, montados
numa estrutura denominada "castelo", constitui um terno de moenda. O número de ternos
utilizados no processo de moagem varia de quatro a sete e cada um deles é formado por
três rolos principais denominados: rolo de entrada, rolo superior e rolo de saída (Ver detalhe
também na Fig. 2.2). Normalmente as moendas contam com um quarto rolo, denominado
rolo de pressão, que melhora a eficiência da alimentação. A carga que atua na camada de
bagaço é transmitida por um sistema hidráulico que atua no rolo superior (Nogueira e
Venturini Filho, 2005; Copersucar, 2008). A Fig. 2.6 apresenta uma visão geral das
moendas, sendo a Fig. 2.6a, uma moenda em operação e a Fig. 2.6b, durante processo de
manutenção.
Como já no primeiro terno a quantidade de caldo, que era de sete partes para cada
uma de fibra, cai para uma relação de dois a dois e meio, o processo de embebição é
b
Substrato
Revestimento
a
)
Tambor
alimentador
Martelo
Esteira
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14
utilizado, diluindo o caldo residual e aumentando a extração de sacarose para o próximo
terno. Isto permite a extração de 92 a 96 % da sacarose para a produção de açúcar e álcool,
além de bagaço com umidade final de aproximadamente 50% (IPT, 1990 e Higa, 2003).
Figura 2.6 – Vista das moendas em operação e em manutenção.
Como acessórios principais das moendas, destacam-se os “pentes” ou “raspadores”
e a “bagaceira”, cujas finalidades são de manter as ranhuras dos cilindros limpas e conduzir
a cana parcialmente esmagada para um segundo esmagamento. A operação de extração
propriamente dita consiste em passar a cana preparada através da primeira unidade e
encaminhar o bagaço resultante através de esteiras intermediárias para outras unidades, a
fim de ser submetido a novas compressões. A baixa extração é conseqüência,
principalmente, da má regulagem da moenda, da deficiência no preparo da cana ou de
alimentação irregular (Nogueira e Filho, 2005).
2.3. Desgaste dos equipamentos de preparo da cana
Durante o serviço, os rolos de moendas, construídos em ferro fundido, sofrem
elevado desgaste que provocam paradas de máquinas e, como conseqüência, redução da
produtividade e elevação do custo de produção. O desgaste é provocado pelo deslizamento
de vários materiais na superfície dos rolos, como sucatas, refugos, o próprio bagaço da
cana, areia, terra e outros materiais estranhos, bem como, pela corrosão devido à acidez do
caldo da cana (Buchanan, Shipway and McCartney, 2007).
Segundo Prisco (1993), por meio de um revestimento por soldagem com ligas
especiais, é possível se conseguir com a técnica de revestimento preventivo, proteger e
aumentar a durabilidade do rolo em serviço em até 300%. As usinas, até a década de 70,
funcionavam com a moagem direta, usando rolos de ferro fundido ou aço SAE 1045, os
quais duravam em média a metade da safra e exigindo a parada do equipamento para a
Quebra
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15
substituição da moenda e a recuperação da peça desgastada. Atualmente, os rolos
revestidos são capazes de operar continuamente por toda uma safra (sete meses).
Na unidade de preparo da moagem da cana (recebimento, corte, desfibração) o
desgaste é de natureza mecânica, enquanto na moagem ocorre também o desgaste
corrosivo, devido à acidez do caldo. Nas unidades subseqüentes de tratamento do caldo e
de fabricação do açúcar, o desgaste por corrosão é predominante, sendo agravado pela
erosão provocada por sólidos em suspensão. Existem muitos parâmetros que contribuem
para o desgaste das peças, como o tipo de solo, tipo de colheita, eficiência de lavagem,
qualidade da matéria prima, dentre outros (Prisco, 1993; Santos et al, 2005).
Os equipamentos considerados críticos são classificados em dois grupos principais,
segundo o tipo de desgaste apresentado por seus componentes: dentre os que apresentam
desgaste mecânico estão a mesa alimentadora, o nivelador, o picador (facas), o desfibrador
(martelos), as moendas, os roletes, a volandeira e os mancais; por outro lado, na coluna
refrigeradora, na coluna de sulfitação, no evaporador, na cozedora, no aquecedor e nas
tubulações predomina o desgaste corrosivo (Prisco, 1993; Santos et al, 2005).
Dentre os equipamentos de preparo, as facas e os martelos desfibradores são os
primeiros a entrarem em contato com a cana. Devido ao atrito com a casca da cana e com
outros elementos estranhos ao processo, como pedaços de ferro, madeira, pedras, areia e
outros, aliado à alta velocidade de impacto (até 1200 RPM), essas ferramentas sofrem
acentuado desgaste abrasivo. Em função disso, as facas e martelos construídos em aço
baixo carbono devem receber uma camada de revestimento duro para prover resistência ao
desgaste abrasivo (Prisco, 1993; Espinosa et al, 2004; Santos et al, 2005). Não se obteve,
na bibliografia consultada, maiores informações sobre o desgaste em facas picadoras de
cana-de-açúcar.
2.4. Soldagem de manutenção em indústrias de açúcar e álcool
As usinas brasileiras param com o processo de moagem, durante a entressafra
(período em torno de cinco meses, geralmente entre novembro e abril, na região Centro-Sul
e março a agosto, nas regiões Norte e Nordeste), desmontam todos os conjuntos e realizam
a operação de manutenção geral, onde aproximadamente 70% dos equipamentos são
recuperados por soldagem, através de diversos procedimentos específicos. A solda de
manutenção corretiva é aplicada após a peça ter sido tirada do trabalho pelo excessivo
desgaste sofrido. Durante a solda de manutenção preventiva, aplica-se na superfície sujeita
ao desgaste da peça nova, um revestimento duro, cujas características de resistência ao
desgaste são superiores às do metal base (Prisco, 1993; Santos et al, 2005).
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16
O setor sucroalcooleiro tem se apresentado como o grande filão do mercado de
insumo para soldagem, segundo afirmações dos fabricantes de consumíveis, com principal
foco na soldagem de revestimentos duros (Santos et al, 2005).
A soldagem nas usinas de açúcar e destilarias de álcool, antes aplicadas apenas em
caráter emergencial e sem procedimentos qualificados, tem levado as empresas do setor a
qualificarem seus procedimentos de soldagem e a utilizar técnicas de ensaios não
destrutivos (líquidos penetrantes, partículas magnéticas e ulta-som). Isso tem sido feito para
prevenirem paradas ou garantir maior qualidade da solda. Entretanto, nessa área de
manutenção corretiva envolvendo recondicionamento por soldagem, existe uma grande
heterogeneidade no modo de agir das empresas do setor.
Existem unidades sucroalcooleiras que optam em não utilizar soldas de
recondicionamento, optando por substituir peças trincadas ou desgastadas por peças novas.
Outras empresas procuram realizar esses reparos utilizando-se de mão-de-obra própria, na
maioria das vezes sem qualificação, sem acesso a procedimentos qualificados e, com
freqüência, sem a noção dos cuidados requeridos para a soldagem dos materiais. Uma
opção muito utilizada é a contratação de empresas especializadas em recondicionamentos
que executam os reparos de peças de grande porte nas instalações da própria usina
(Santos et al, 2005).
A soldagem tem papel fundamental na fabricação e manutenção em todos os
segmentos industriais, inclusive no setor sucroalcooleiro. Os equipamentos envolvidos na
etapa inicial de fabricação do açúcar e do álcool - a extração do caldo - são submetidos a
severos mecanismos de desgaste, devido à ação abrasiva do bagaço da cana e outros
elementos estranhos, e necessitam de reparos constantes. Assim, peças como facas,
martelos e moendas, dentre outras, sofrem desgaste e são recuperadas por soldagem.
Dessa forma, a soldagem ganhou uma importância significativa no aumento da vida útil dos
equipamentos usados na indústria sucroalcooleira (Paranhos, 2003).
O uso da soldagem no setor sucroalcooleiro não pára por aí: muitas outras peças e
equipamentos são fabricados ou recuperados por soldagem, como os eixos que acionam as
moendas, engrenagens de acionamento, bagaceiras, tubulações em toda a usina, e a
fabricação de equipamentos (caldeiraria). A tecnologia da soldagem evoluiu a tal ponto que,
hoje em dia, ligas especiais resistentes ao desgaste foram desenvolvidas e são usadas no
revestimento destas peças, que oferecem vida útil até 10 vezes superior ao metal de base
ou substrato (normalmente aço ou ferro fundido), sem esse revestimento. Atualmente várias
peças são previamente revestidas por soldagem antes de entrar em operação, pois
aumentam sobremaneira a vida útil dos equipamentos, minimizando paradas da linha de
fabricação para substituição de peças, e aumentando a produtividade das usinas (Paranhos,
Revisão Bibliográfica
17
2003).
Em outro procedimento bastante utilizado no setor, não se espera a peça sair do
trabalho após o desgaste total: durante o trabalho, faz-se o revestimento por solda, evitando
a parada do equipamento, aumentando a durabilidade e a sua vida útil. O exemplo mais
típico é o “chapisco”, o qual consiste na aplicação de revestimento nos rolos de moendas
com o equipamento em operação, através de eletrodos à base de carboneto de cromo e
ferro. O eletrodo é capaz de operar no meio do caldo com grande estabilidade, fazendo um
depósito em forma de “spray”, que aumenta a rugosidade da superfície e proporciona uma
maior “pega” do bagaço. A conseqüência é uma maior produtividade do processo de
moagem e maior vida útil das moendas. Essas técnicas permitem que as moendas
trabalhem por toda a safra. Entretanto as facas e os martelos desfibradores ainda
constituem “gargalo” das empresas, pois forçam a realização de paradas mensais para a
sua substituição (Prisco, 1993; Santos et al, 2005).
Apesar de alguns dados na literatura tratando da aplicação de revestimento em rolos
de moendas, pouco ou nada se encontra no que se refere ao revestimento das facas
picadoras e martelos desfibradores. Cujos dados técnicos aparentam ficar restritos às
empresas que prestam serviços de manutenção ao setor ou então de posse de cada
unidade sucroalcooleira, as quais desenvolvem técnicas específicas para o atendimento de
suas próprias necessidades.
2.5. Fundamentos do processo de revestimentos
Habitualmente as operações de revestimento são definidas como a deposição de
metal de aporte sobre a superfície de um metal base, com o propósito de prover as
propriedades e/ou dimensões requeridas da peça em condições de serviço. Existem várias
categorias de revestimentos que são utilizadas de acordo com as propriedades que se
desejem obter, conforme descrito a seguir:
2.5.1. Revestimentos de aços inoxidáveis (“cladding”)
São utilizados, geralmente, para depositar uma capa de metal de aporte sobre um
aço ao carbono de baixa liga com o propósito de prover na superfície uma proteção contra a
corrosão ambiental, quando em geral, a resistência do revestimento não é incluída no
projeto do componente. Esse tipo de revestimento pode ser aplicado para resistir à corrosão
localizada (“pitting”), gretas de corrosão, corrosão intergranular e corrosão de baixas
tensões. A resistência à corrosão do revestimento, em muitos casos, é o fator limitante na
Revisão Bibliográfica
18
vida do componente, sendo, portanto, a primeira consideração a ser levada em conta para
selecionar a liga, o processo de soldagem e o procedimento a utilizar (Conde, 1986).
2.5.2. Revestimentos de reconstrução (“build up”)
Refere-se à adição de metal por soldagem, na superfície do metal base, com o
objetivo de restaurar as dimensões originais no componente. A resistência da solda é um
importante pré-requisito que deve ser considerado no projeto (Conde, 1986).
2.5.3. Amanteigamento (“buttering”)
Aplicação de um ou mais passes de solda na face da junta. A diferença do caso
anterior está no fato de ser usado por razões metalúrgicas e não por controle dimensional.
Um exemplo clássico é a deposição de ligas de alto níquel sobre uma base de aço de baixa
liga. A parte amanteigada pode ser usada na condição como soldada ou sofrer tratamento
térmico posterior para a obtenção de propriedades especiais (Conde, 1986).
2.5.4. Revestimentos duros (“hardfacing”)
Segundo Hutchings (1992), entende-se por revestimento duro, uma liga
homogeneamente depositada por soldagem, na superfície de um material mole, geralmente
um aço de baixo ou médio carbono, com o propósito de aumentar a sua dureza e resistência
ao desgaste, sem provocar perda significativa de ductilidade e tenacidade do substrato.
Conde (1986) afirma que os revestimentos duros são empregados com o fim de reduzir o
desgaste por abrasão, erosão, impacto ou cavitação.
Usualmente são aplicados pelos processos de soldagem Oxiacetilênico (OFW) a
Arco Elétrico com Eletrodos Revestidos (SMAW), MIG/MAG (GMAW), Arco Submerso
(SAW) e Arames Tubulares (FCAW). Os eletrodos revestidos são utilizados devido ao seu
baixo custo e facilidade de aplicação, enquanto os arames tubulares têm sido preferidos
pela alta produtividade aliada à alta qualidade de solda (Buchely et al, 2005). A Fig. 2.7
ilustra um exemplo típico, em forma seqüencial, da reconstrução e aplicação de
revestimento duro em um martelo triturador de material.
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19
Figura 2.7 – Seqüência de reconstrução de um martelo desgastado (Conde, 1986).
2.6. Desgaste
2.6.1. Definição de desgaste
Existem diversas definições para desgaste na literatura especializada, com pequenas
variações entre elas. Segundo a ASTM (1990), desgaste pode ser definido como “a
deterioração ou dano de uma superfície sólida, geralmente com perda de material, devido
ao movimento relativo desta superfície em contato com outra ou com outras substâncias”.
Stoeterau (2004) define desgaste como a “indesejável e cumulativa mudança de dimensões
motivada pela remoção gradual de partículas discretas da superfície em contato e com
movimento relativo, devido, predominantemente, às ações mecânicas”. Na realidade, a
corrosão, muitas vezes interage com o processo de desgaste modificando as características
das superfícies sob desgaste, através da reação com o meio ambiente.
2.6.2. Classificação de desgaste
Devido à complexidade dos fatores envolvidos no desgaste, procura-se estabelecer
classificações que facilitem o estudo do fenômeno e a sua prevenção. Entretanto, a
classificação dos vários tipos de desgaste é difícil, pois há muita divergência entre os
mesmos e seus efeitos. Existem situações onde um tipo de desgaste muda para outro, ou
onde dois ou mais tipos podem operar juntos (Eyre, 1991).
Budinski (1987) faz a seguinte classificação dos tipos de desgaste: desgaste por
abrasão, erosão, adesão ou fricção e fadiga térmica. Em geral pode-se dizer que os metais
em serviço estarão expostos a algum grau de corrosão como conseqüência das condições
ambientais, de maneira que películas ou produtos de corrosão, invariavelmente, modificarão
o processo de desgaste.
Em ambientes industriais, de uma forma geral, o desgaste e respectiva porcentagem
de ocorrência podem-se apresentar como: abrasão (50%), adesão (15%), erosão (8%),
Revisão Bibliográfica
20
fricção (8%) e corrosão (5%). Compreende-se, também, que a resistência à solicitação de
desgaste não é propriedade intrínseca de um material, mas sim, característica do sistema
ou do equipamento ao qual o componente está ligado mecanicamente e do seu meio
operacional (Eyre, 1991).
Serão apresentados conceitualmente, a seguir, os principais tipos de desgaste.
Entretanto, devido à sua predominância no desgaste dos equipamentos do setor
sucroalcooleiro, em especial nos de preparo da cana, de maior interesse neste trabalho, em
seqüência dar-se-á maior ênfase à apresentação e discussão do desgaste abrasivo.
2.6.2.1. Desgaste por deslizamento
O termo desgaste adesivo é usado algumas vezes, segundo Hutchings (1992), para
descrever o desgaste por deslizamento (denominação preferida), mas seu uso pode ser um
equívoco. Adesão representa um importante papel nesse tipo de desgaste, mas é apenas
um dos vários processos físicos e químicos envolvidos. Dentre esses processos, apesar de
divergências entre a denominação usada na Europa e nos EUA, citam-se o desgaste por
rolamento (“Scuffing”), o riscamento por atrito (“Scoring”) e a descamação (“Galling”).
Para Conde (1986), o desgaste por deslizamento é ocasionado predominantemente
por rolamento entre os metais. Existe uma variedade de fatores que intervêm quando dois
metais friccionam entre si, sendo os principais, a adesão e a delaminação. A adesão ocorre
quando os picos e asperezas de uma superfície aparentemente polida entram em contato
entre si e se soldam. A conseqüência imediata é o arrancamento e ruptura do metal e ao
mesmo tempo a transferência de metal de uma peça à outra. Por outro lado, a delaminação
apresenta um mecanismo de remoção diferente, apesar de ser produzido também por
contato entre as asperezas. Nesse caso, a fricção repetida, principalmente entre metais
similares, origina fissuras e gretas superficiais que, ao unirem-se umas às outras, fazem
desprender pequenas lâminas de metal da superfície. O desgaste obtido por deslizamento
dependerá tanto da característica dos metais a friccionar quanto da capacidade de formar
soldas localizadas. Nos metais que apresentam pouca tendência a aderir-se predominará a
fadiga superficial como resultado de deformações elásticas e plásticas.
2.6.2.2. Desgaste erosivo
O desgaste erosivo origina-se usualmente no transporte de fluidos, onde a carga é
distribuída em um grande número de pequenas partículas, as quais golpeiam a superfície,
Revisão Bibliográfica
21
geralmente em altas velocidades. O impacto de gotas de líquido e de partículas sólidas é
outra forma de erosão (Conde, 1986).
Segundo Hutchings (1992) a erosão por partículas sólidas ocorre quando discretas
partículas sólidas golpeiam uma superfície, sob a ação de diversas forças de diferentes
origens. Apesar da importância da força da gravidade, a força dominante é a força de
contato exercida pela superfície. A extensão do desgaste depende da quantidade e da
massa individual das partículas, além da sua velocidade de impacto. A erosão de metais
geralmente envolve deformação plástica. Entretanto, em materiais frágeis o desgaste pode
ocorrer junto com fratura, dependendo das condições de impacto.
2.6.2.3. Desgaste por Impacto
Apesar de não mencionado nas classificações anteriores, o desgaste por impacto
será apresentado pela sua singular importância. Segundo Conde (1986), o choque entre
dois corpos produz uma deformação na área de contato, cuja magnitude estará associada à
energia consumida no impacto. Atuam nesse tipo de desgaste, dois mecanismos que
dependem da dureza e tenacidade dos materiais. O primeiro mecanismo implica na
deformação superficial e subsuperficial em ambas as superfícies de contato devido à
momentânea carga de compressão que se traduz em fluxo plástico. O segundo é a fratura
do material por efeito da fadiga resultante de repetidos impactos.
2.6.2.4. Desgaste produzido pelo meio
Este tipo de desgaste, presente em muitos equipamentos do setor sucroalcooleiro,
se deve normalmente a dois fatores que ocorrem na superfície do material: corrosão
ambiental e fadiga térmica. A corrosão ocorre simultaneamente com outros mecanismos,
podendo ser localizada ou estendida a toda a superfície. Geralmente se deve ao ataque de
um meio agressivo em contato com o metal, produzindo-se reações químicas e
eletroquímicas. A fadiga térmica também se associa a algum outro mecanismo de desgaste.
Uma prolongada operação a altas temperaturas ou mudanças bruscas de temperatura
deteriorará a superfície do metal. Isso traz como conseqüência uma forte oxidação que
conduz a fragmentação e fratura da superfície. A geometria, o tamanho e a dureza da
partícula de óxido formado podem, em muitos casos, acelerar o processo de desgaste
(Conde, 1986).
Revisão Bibliográfica
22
2.6.2.5. Desgaste abrasivo
São encontradas na literatura diversas definições de desgaste abrasivo, que
permitem contradições entre si quanto à real natureza dos fenômenos envolvidos na sua
ação.
Segundo Zum Gahr (1987), “desgaste abrasivo é o deslocamento de material
causado pela presença de partículas duras entre duas superfícies que possuem movimento
relativo. Essas partículas podem estar entre as superfícies ou incrustadas em uma delas. O
desgaste abrasivo pode ainda ser ocasionado pela presença de protuberâncias duras em
uma, ou nas duas superfícies móveis”. Ou, como a definição de Hutchings (1992): “No
desgaste abrasivo, o material é removido ou deslocado da superfície de um corpo por
partículas duras, ou protuberâncias duras no contra-corpo. Essas partículas são forçadas e
deslizadas contra a superfície do corpo”.
Gates (1998) define desgaste abrasivo como “o desgaste no qual asperidades duras
sobre um corpo que se move contra outro corpo submetido a uma determinada carga,
penetra e remove material do corpo de menor dureza, levando à formação de sulcos e/ou
riscos”. Essas asperidades podem ser, de fato, pequenas partículas duras ou asperidades
presentes no contra-corpo. Stachowiak (2001) define desgaste abrasivo simplesmente como
“a perda de material pela passagem de partículas duras sobre a superfície”.
Para Stoeterau (2004), essa forma de desgaste ocorre quando “uma superfície
rugosa e dura, ou uma superfície mole contendo partículas duras, desliza sobre uma
superfície mais mole, provocando uma série de ranhuras nesta superfície”. O material das
ranhuras é deslocado na forma de partículas de desgaste, geralmente soltas.
Dentre estas definições a idéia principal é que o desgaste abrasivo ocorre entre
superfícies móveis em contato, sob a atuação de uma carga, onde a presença de
protuberâncias duras nos corpos (ou em um deles) ou de partículas duras no meio, promove
interações físicas que deformam a superfície, podendo levar à remoção de material.
2.6.2.5.1. Classificação do desgaste abrasivo
Uma classificação largamente utilizada na literatura divide o desgaste abrasivo em
abrasão a dois corpos e abrasão a três corpos. De acordo com esta definição, o “primeiro
corpo” é a amostra, o “segundo corpo” é o contra-corpo e o “terceiro corpo” é o abrasivo,
como ilustrado esquematicamente pela Fig.2.8 (Gates, 1998; Trezona, Allsopp and
Hutchings, 1999; Adachi e Hutchings, 2003).
Revisão Bibliográfica
23
Figura 2.8 – Tipo de desgaste abrasivo: (a) a dois corpos e (b) a três corpos (Gates, 1998).
Gates (1998) afirma que ocorre desgaste a dois corpos quando as partículas ou
asperidades estão rigidamente fixadas no contra-corpo, possibilitando, assim, riscos mais
profundos no primeiro corpo (amostra). Um exemplo de abrasão a dois corpos é o desgaste
provocado no sistema amostra-lixa. No desgaste a três corpos as partículas abrasivas estão
livres, o que permite o rolamento destas entre a amostra e o contra-corpo que,
consequentemente, gastam apenas parte do tempo atuando no riscamento da superfície.
A literatura mostra que testes de desgaste abrasivo a dois corpos produzem taxas de
desgaste de uma a três ordens de grandeza maiores que a abrasão a três corpos, quando
estão sob condições de carga comparáveis (Hutchings, 1992 e Stachowiak, 2001).
Outra classificação muito encontrada na literatura subdivide o desgaste abrasivo em
três categorias: abrasão suave ou de baixa tensão (“low-stress abrasion”), abrasão severa
ou de alta tensão (“high-stress abrasion”) e abrasão extrema ou por arranque (“gouging
abrasion”), como descrito a seguir (Hutchings, 1992 e Gates, 1998; Trezona, Allsopp and
Hutchings, 1999).
a) Abrasão de baixa tensão (suave)
O metal é desgastado gradualmente pela ação de pequenas partículas abrasivas,
produzindo em sua superfície um raiado ou polido, em geral, levando ao sulcamento da
superfície (Hutchings, 1992 e Gates, 1998). Na interação abrasivo-metal (abrasivo não
engastado), onde as partículas de areia, cimento ou pós se deslocam em velocidades
variadas, essas partículas não são fraturadas (Conde, 1986). Segundo Bolton e Davies
(1980), esse tipo de abrasão ocorre freqüentemente na superfície de equipamentos que
direta ou indiretamente manuseiam terras, areias, minérios ou carvão, tais como, máquinas
agrícolas, equipamentos de escavação, transporte, manuseio de minérios, etc. Segundo
Eyre (1991), esse é o tipo de desgaste que mais ocorre nos equipamentos e peças das
indústrias, sendo o responsável por mais de 50% dos fenômenos de desgaste ocasionados.
a)
b)
Revisão Bibliográfica
24
Na indústria sucroalcooleira, por exemplo, esse tipo de desgaste é o que mais propicia a
deterioração de peças e equipamentos. A Fig. 2.9a ilustra o desgaste abrasivo de baixa
tensão.
b) Abrasão de alta tensão (severa)
O abrasivo é forçado a penetrar entre as superfícies de dois metais e, por serem três
os elementos envolvidos é também denominada de “abrasão a três corpos” (metal-abrasivo-
metal). A Fig. 2.9b ilustra como o abrasivo é forçado a penetrar entre as duas superfícies
dos metais, como no caso das moendas de cana-de-açúcar. Dadas às forças de
compressão aplicadas, neste caso as partículas abrasivas se fraturam como também, as
partículas duras de segunda fase, presentes na matriz metálica (Eyre, 1991). A ação do
abrasivo provoca riscamento/sulcamento e indentações sobre a superfície (Hutchings, 1992
e Gates, 1998).
c) Abrasão por arranque (extrema)
A abrasão extrema caracteriza-se pela ação de impacto que as partículas submetem
à superfície do metal, produzindo desta forma, a remoção. Em todos os casos, a superfície
desgastada apresenta um aspecto de raiado ou rasgado, dependendo do dano produzido na
mesma. A presença de umidade durante o desgaste ajuda a ação abrasiva e incrementa a
taxa de desgaste em um fator que pode variar de 2 a 4 (Eyre, 1991). Segundo Gates (1998)
e Hutchings (1992), a abrasão por arranque, ilustrada na Fig. 2.9c, é causada pela ação de
rochas sobre o metal onde as deformações ocorrem em escala macroscópica na superfície.
Figura 2.9 – Mecanismos de desgaste por abrasão: a) abrasão de baixa tensão; b) abrasão
de alta tensão e c) abrasão por arranque (Eyre, 1991).
Revisão Bibliográfica
25
2.6.2.5.2. Mecanismos de desgaste por abrasão
No estudo dos fenômenos tribológicos associados à abrasão é importante identificar
os “micromecanismos de desgaste”, ou simplesmente “mecanismos de desgaste”, os quais
definem os processos de interação entre o abrasivo (ou asperidade dura) e a superfície
desgastada (Hutchings, 1987 e Stachowiak, 2001). Segundo Eyre (1991), os
micromecanismos de desgaste abrasivo podem ser dúcteis (microsulcamento e microcorte)
ou frágeis (microtrincamento ou lascamento), como descritos a seguir e ilustrados pela Fig.
2.10.
a) Microsulcamento
No microsulcamento (Fig. 2.10a e 2.10b) ocorre a interação entre a partícula e o
abrasivo em condições dúcteis, provocando o deslocamento total do volume de material (ou
fase), o deformando plasticamente para as laterais do sulco e formando saliências. Durante
a primeira etapa do microsulcamento não há perda de material efetivo, entretanto pela
interação simultânea e sucessiva de várias partículas, as condições de desgaste (carga, tipo
de material e abrasivo) podem levar à perda de material (Hutchings, 1987; Eire, 1991 e
Stachowiak, 2001).
Figura 2.10 – Ilustração esquemática dos principais micromecanismos de desgaste
abrasivo: microsulcamento (a e b); microcorte (c) e microtrincamento (d) (Zum Gahr, 1998).
b) Microcorte
Entretanto, se as condições de desgaste não permitem grandes níveis de
deformação plástica do material, ocorrerá o mecanismo chamado microcorte ou
a)
b)
c)
d)
Revisão Bibliográfica
26
microriscamento, como ilustrado pela Fig. 2.10c. Nesse tipo de mecanismo a perda de
massa ocorre devido ao corte do material pelo abrasivo. Se as condições favorecem o
microcorte puro o volume de material perdido é igual ao volume do risco produzido
(Hutchings, 1987 e Stachowiak, 2001). Segundo Eire (1991), quando a tensão de
cisalhamento imposta pelo deslocamento da partícula abrasiva sobre a superfície é
suficientemente elevada para a remoção do material (ou fase) dúctil, esse é removido em
forma de pequenos cavacos.
c) Microtrincamento
Quando altos níveis de concentrações de tensão são impostas ao material pelas
partículas, particularmente na superfície de materiais duros ocorrerá o microtrincamento,
ilustrado pela Fig. 2.10d. Nesse mecanismo, típico de condições frágeis de desgaste, a
interação entre a partícula e o material leva ao destacamento de grandes fragmentos, os
quais podem ser maiores que a dimensão do próprio risco devido à formação e a
propagação de trincas durante o evento (Hutchings, 1987 e Stachowiak, 2001). Segundo
Eire (1991), o processo de fragmentação da superfície frágil pela formação e crescimento de
trincas devido à ação da partícula abrasiva pode, também, ser denominado de lascamento.
A transição da abrasão suave para severa está sempre associada com a transição
dos mecanismos de desgaste, como a mudança do microsulcamento para o microcorte e/ou
microtrincamento (Hutchings, 1987 e Stachowiak, 2001). Segundo Gates (1998), se estiver
ocorrendo o microcorte, por exemplo, para diminuir a severidade do sistema existem duas
possibilidades prováveis: mudar as condições de contato (carga, velocidade, etc.) ou
simplesmente aumentar a dureza da superfície para diminuir a profundidade de penetração.
Kelly e Hutchings (2001) quantificaram a perda de massa no desgaste abrasivo em
função dos mecanismos de desgaste predominantes, ou melhor, nas características físicas
do sistema de desgaste que influenciam esses mecanismos.
A Figura 2.11 ilustra a trilha de desgaste de corpos de prova de revestimento duro
ensaiados em equipamento Roda de Borracha por Buchely et al (2005), para avaliação dos
micromecanismos de desgaste. A Fig. 2.11a mostra a trilha de desgaste de uma liga de
ferro-cromo-carbono (60Fe-35Cr-4,3C), cujos mecanismos de desgaste são constituídos de
microcorte e microsulcamento; na Fig. 2.11b, de uma liga de carbonetos complexos (57Fe-
23Cr-4,2C-3,5W-5,4Nb-4,1Mo), predominou o microcorte pela ausência de segunda fase de
carbonetos massivos na microestrutura, devido à soldagem em camada única (nessa liga,
os carbonetos complexos praticamente se formam a partir da segunda camada de
revestimento); na Fig. 2.11c, de uma liga rica em tungstênio (67,4Fe-26W-4,5C-2,1Mn)
observa-se carbonetos do tipo MC quebrados pela passagem das partículas abrasivas.
Revisão Bibliográfica
27
Figura 2.11 – Micromecanismos de desgaste em (a, b) liga de ferro-cromo-carbono e (c) liga
de carbonetos complexos (Buchely et al, 2005).
Comparando-se os micromecanismos com a resistência ao desgaste verifica-se que
a maior resistência foi obtida pela liga rica em tungstênio em que os carbonetos massivos se
opuseram à passagem das partículas abrasivas (Fig. 2.11c); o segundo melhor resultado foi
obtido pela liga rica em Cr, cujo micromecanismo foi a combinação de microcorte e
microsulcamento; a menor resistência ao desgaste foi obtida pela liga rica em elementos
formadores de carbonetos mas que pela ausência de carbonetos massivos predominou o
microcorte (Buchely et al, 2005).
Fisher (1996) afirma que em materiais contendo fases duras o desgaste ocorre
predominantemente por indentação ou rolamento de partículas (abrasão a três-corpos), pela
dificuldade das partículas abrasivas riscarem o metal.
2.6.3. Avaliação de desgaste
Dada a multiplicidade de fatores que intervêm nos processos de desgaste, é difícil
predizer com um único ensaio o comportamento em serviço de um material. O que
normalmente se faz é analisar a influência das variáveis mais significativas do fenômeno e
planejar em laboratório o ensaio ou os ensaios mais representativos em cada caso
particular. Nos materiais submetidos a desgaste abrasivo, é comum que se avalie seu
desempenho em função do tempo de serviço (medido em horas, dias, meses, etc.), em
termos de custos efetivos. Sem dúvida, é possível separar e avaliar mediante ensaios de
laboratórios, a medida do desgaste, a taxa de desgaste ou o mecanismo de desgaste. Isso
também pode ser feito através da criação de condições similares de operação ou também
diretamente em serviço (Eyre, 1991).
Os ensaios de laboratório usualmente se realizam para estudar os mecanismos de
desgaste, desenvolver melhorias nos materiais e para selecionar materiais para as
condições de serviço. Noble (1984) afirma que existe uma grande dificuldade na
a
)
b)
b)
c
)
Revisão Bibliográfica
28
comparação dos resultados experimentais obtidos em trabalhos de pesquisa de resistência
ao desgaste, devido à variação dos métodos e difícil controle de certos fatores de ensaios.
Considerando especificamente o desgaste abrasivo, a complexidade do fenômeno ainda
não viabilizou a determinação de um único ensaio universal.
Muitos ensaios foram idealizados e desenvolvidos visando a simulação das
condições de desgaste, alguns dos quais são normalizados e têm rígidos procedimentos de
execução, como o Britador de Mandíbulas para ensaios de abrasão por goivagem, o Roda
de Borracha para ensaios de abrasão de baixa tensão e o Pino sobre Disco para ensaios de
abrasão de alta tensão (Noble, 1984).
Especificamente para reproduzir o desgaste abrasivo, existem diversos tipos de
ensaios científicos, cujo equipamento utilizado é conhecido como “abrasômetro”. Em geral o
desgaste abrasivo é avaliado via perda de massa, entretanto, testes mais recentes utilizam
a variação de volume do material desgastado para permitir a comparação com outros
materiais. Alguns abrasômetros possuem sensores que medem a força de atrito associada à
abrasão (Da Silva, 2007).
Em seqüência é apresentado um estudo dos principais equipamentos para a
realização de ensaio de desgaste abrasivo, com o objetivo de orientar a escolha do método
de ensaio a ser utilizado neste trabalho. Dentre os equipamentos pesquisados citam-se o
abrasômetro Pino sobre Disco, abrasômetro Suga, abrasômetro Roda de Borracha,
abrasômetro Disco Rotativo, abrasômetro LTM, abrasômetro Bloco em Anel modificado e
abrasômetro Combinado (abrasão e impacto).
2.6.3.1. Abrasômetro Pino sobre Disco (“Pin-on-Disc”)
No abrasômetro pino sobre disco, um motor elétrico aciona o contra-corpo fazendo-o
girar a uma rotação constante de 25 rpm. Através de um sistema de engrenagens, o mesmo
motor aciona também o braço que sustenta o sistema de fixação da amostra, possibilitando
o movimento simultâneo desta em direção ao centro do disco e fazendo com que o pino
descreva sobre o contra-corpo, uma trajetória espiral. É possível adaptar uma lixa sobre o
contra-corpo utilizando um anel de fixação. Outro motor elétrico é acoplado ao sistema de
fixação da amostra, fazendo com que esta também gire independentemente do movimento
do contra-corpo. O esquema de funcionamento do abrasômetro “pino sobre disco”, ou “pino
sobre lixa” está apresentado no diagrama da Fig. 2.12 (Franco, Zumpano e De Mello, 1989).
Revisão Bibliográfica
29
Figura 2.12 – Abrasômetro Pino sobre Disco (Franco, Zumpano e De Mello, 1989).
A carga é aplicada via peso morto sobre o sistema de fixação da amostra. A força
tangencial resultante do movimento do sistema é medida via célula de carga e adquirida por
um computador. A amostra descreve uma trajetória espiral sobre o contra-corpo,
percorrendo uma distância de 3220 mm até o final do ensaio, quando a lixa é trocada. Esse
tipo de movimento faz com que sempre estejam atuando abrasivos novos na interface
amostra-lixa. Os abrasivos são fixos (lixa) e somente deslizam sob a amostra,
independentemente da carga e da granulometria, simulando o desgaste de dois corpos.
Pela disponibilidade de diversos tipos de lixas, pode-se realizar ensaios variando-se o tipo
de abrasivo, a granulometria e o aglomerante. Os eventos (sulcos ou indentações) formados
devido a movimentação da amostra sobre o contra-corpo não apresentam tendência a um
direcionamento e o desgaste é avaliado via perda de massa (Franco, Zumpano e De Mello,
1989; Da Silva, 2007).
2.6.3.2. Abrasômetro Suga
O abrasômetro Suga é utilizado para o ensaio de abrasão a alta tensão. Possui uma
configuração disco sobre plano, onde a superfície do disco é recoberta com lixa abrasiva de
granulometria definida. Um motor provoca um movimento cíclico horizontal da amostra,
quando um sistema de engrenagens promove uma pequena rotação do disco abrasivo a
cada ciclo, de forma que existam sempre abrasivos novos presentes na interface de
desgaste. O ensaio tem a duração de 400 ciclos, que corresponde a uma rotação completa
do disco abrasivo. A carga é aplicada via peso morto, que, através de um sistema de
alavancas, atua sobre o eixo do disco abrasivo e o desgaste é determinado via perda de
massa (Dasgupta et al, 1999; Da Silva, 2007).
Revisão Bibliográfica
30
Nesse ensaio é possível somente o mecanismo de deslizamento das partículas
abrasivas, uma vez que os abrasivos estão fixos no contra-corpo (lixa). Os eventos
formados possuem direção bem definida devido ao movimento cíclico da amostra sobre a
superfície da lixa. A Fig. 2.13 ilustra o funcionamento do “abrasômetro Suga” (Jacomini,
2004).
Figura 2.13 – Abrasômetro Suga (Jacomini, 2004).
2.6.3.3. Abrasômetro Roda de Borracha (“Rubber Wheel Testing”).
O equipamento para teste abrasivo Roda de Borracha é o mais utilizado para
ensaios de abrasão a baixa tensão, cujo procedimento é estabelecido pela norma ASTM
G65-00. O seu princípio de funcionamento consiste em esmerilhar um corpo de prova
padronizado, com areia cujo tamanho de grão e a composição são controlados. O abrasivo
é introduzido entre o corpo de prova e um anel de borracha de dureza especificada,
provocando o riscamento (ASTM G 65-00, 2001).
Nesse equipamento, um motor de corrente contínua aciona o contra-corpo, que
consiste de um disco metálico recoberto por um anel de borracha (estireno-butadieno) de
dureza 60 Shore A. A amostra é fixada a um sistema de alavanca que permite a aplicação
de uma força normal à amostra via peso morto, enquanto o fluxo de abrasivo escoa por
gravidade através de um tubo até a interface de desgaste, permitindo somente a presença
de abrasivo novo durante a realização do ensaio de desgaste. A configuração deste
sistema, que permite a aplicação de alta carga e utilização de um contra-corpo com baixa
dureza, promove o deslizamento das partículas abrasivas na interface de desgaste. Os
eventos resultantes da movimentação das partículas abrasivas apresentam um forte
direcionamento de acordo com o movimento do contra-corpo (ASTM G 65-00, 2001).
Revisão Bibliográfica
31
O desgaste é quantificado via perda de massa pela pesagem dos corpos de prova
antes e após o ensaio. Devido à grande diferença entre a densidade dos materiais, para
possibilitar a comparação entre esses, torna-se necessário converter a perda de massa para
perda de volume, em milímetros cúbicos (ASTM G 65-00, 2001), o que pode ser feito pelo
uso da Eq. 2.1 e da Eq. 2.2.
1000⋅=
δ
massa
vol
p
P
(2.1)
uso
pad
volva
D
D
PP ⋅= (2.2)
Onde:
P
vol
= Perda de volume (mm
3
);
P
massa
= Perda de massa (g);
δ
= Densidade do material (g/cm
3
);
P
va
= Perda de volume ajustado;
D
pad
= Diâmetro do disco padrão (228,6mm);
D
uso
= Diâmetro do disco em uso (mm).
Zumpano, Cornachioni e De Mello (1989) construíram um abrasômetro deste tipo,
versão na qual se introduziu um sistema de refrigeração forçada do conjunto porta-amostra
para minimizar o efeito do aquecimento do contato com conseqüente melhoria da
reprodutibilidade dos testes. Stevenson and Hutchings (1996) detectaram algumas
restrições ao método padronizado pela ASTM, como o grande tamanho das amostras, a
recomendação de realização de somente um teste por amostra e a longa duração do teste.
Desta forma, foi construído um equipamento em cuja configuração a amostra era
posicionada sobre o disco e a carga era aplicada na direção normal a este. A Fig. 2.14a
ilustra a configuração do equipamento normalizado pela ASTM G 65-00, enquanto a Fig.
2.14b, a configuração do equipamento construído por Stevenson and Hutchings (1996),
permitindo constatar que o último tornou mais fácil a determinação e aplicação da carga,
mas dificultou a alimentação do abrasivo.
Villabón e Sinatora (2006) construiram e validaram um abrasômetro instrumentado
do tipo Roda de Borracha, em acordo com a norma ASTM G 65-00, cujo sistema de
aplicação de carga e monitoração de parâmetros permite medir coeficiente de atrito e
temperatura com boa reprodutibilidade. Com isso, possibilitaram uma melhoria na qualidade
dos estudos do desgaste abrasivo de materiais, pela associação aos mecanismos de
desgaste, das forças de atrito correspondentes.
Revisão Bibliográfica
32
Diversos trabalhos têm sido realizados para investigar o desgaste abrasivo de baixa
tensão em diferentes materiais e condições, com o abrasômetro Roda de Borracha, desde a
sua proposição em 1949 e padronização em 1991 (ASTM G 65-91), como Zumpano,
Cornachioni e De Mello (1989); Stevenson and Hutchings (1996); Grigoroudis and
Stephenson (1997); Ma, Liu e Li (2000); Costa e De Mello (2001); Elalem and Li (2001);
Chatterjee and Pal (2003); Sevilla, Pineda e Toro (2004); Buchely et al (2005); Ribeiro,
Ventrella e Gallego (2005), dentre outros.
Figura 2.14 – Abrasômetro Roda de borracha: (a) esquema padronizado pela ASTM (ASTM
G 65, 2000) e (b) equipamento construído por Stevenson and Hutchings (1996).
Segundo Stevenson e Hutchings (1996), a perda de massa no ensaio por Roda de
Borracha é máxima para velocidades de deslizamento em torno de 0,5 m/s, cresce
linearmente com a carga aplicada e com o aumento da dureza da borracha. Esta, por sua
vez tem a dureza reduzida com o aumento da temperatura.
Além disso, a taxa de desgaste abrasivo a baixa tensão estabiliza a partir de certo
tempo de ensaio e tende a diminuir com o aumento da dureza do material (Costa, Klein e De
Mello, 2001). Por outro lado a perda de material ocorre de forma proporcional à quantidade
de abrasivo (Grigoroudis and Stephenson, 1997), podendo ser inversamente proporcional à
velocidade de deslizamento e à carga aplicada se a dureza do material for maior que a
dureza do abrasivo, pela deterioração deste último (Elalem and Li, 2001).
Segundo Ma, Liu e Li (2000), para muitas aplicações industriais se utiliza o ensaio de
abrasão para comparar diferentes materiais sob mesma condição de carga e velocidades de
deslizamento pré-fixadas. Em seu estudo mostram que quando isso ocorre pode-se chegar
a resultados imprecisos, pois alguns materiais podem mudar o seu comportamento de
desgaste com a mudança dessas duas variáveis.
a
)
b
)
Revisão Bibliográfica
33
2.6.3.4. Abrasômetro LTM
Nesse tipo de ensaio são testadas três amostras cilíndricas ao mesmo tempo, as
quais são acomodadas em cavidades eqüidistantes em um disco para garantir a mesma
distância em relação ao centro do mesmo e, conseqüentemente, a mesma distância
percorrida durante o ensaio. O disco com as amostras é colocado dentro de um cilindro
metálico e sobre essas é aplicada a carga através de um peso morto. Dessa forma a carga
é distribuída uniformemente sobre as três amostras durante o movimento (Costa, Klein e De
Mello, 2001). A Fig. 2.15 mostra o esquema de funcionamento do abrasômetro LTM.
O contra-corpo pode ser um disco de ferro fundido temperado e revenido a 250º C
por 1h, dureza 751 HV (ASTM 532IIIA) ou revestido em borracha (estireno-butadieno) de
dureza 60 Shore A, similar à utilizada no abrasômetro Roda de Borracha. O seu movimento
é dado por um motor elétrico que gira a uma rotação fixa de 25 RPM, fazendo com que o
compartimento das amostras gire em torno do próprio eixo simultaneamente (Costa, Klein e
De Mello, 2001).
Figura 2.15 – Abrasômetro LTM (Costa, Klein e De Mello, 2001).
O sistema é alimentado por um fluxo contínuo e uniforme de abrasivo, de modo que
a rotação do contra-corpo garanta a renovação do abrasivo na interface de contato. A
dinâmica do ensaio favorece o rolamento das partículas abrasivas, mas para cargas mais
altas e contra-corpo de borracha, obtém-se um regime misto onde o abrasivo rola ou
desliza. O ensaio pode ser realizado a seco ou com fluído e a quantificação do desgaste é
obtida via perda de massa (Costa, Klein e De Mello, 2001).
A área ensaiada no abrasômetro LTM é menor que no abrasômetro Roda de
Borracha. Em função disso, Costa, Klein e De Mello (2001), buscando comparar os dois
métodos em condições idênticas de ensaio, determinaram com equações da estática,
Carga
Amostras
Revisão Bibliográfica
34
cargas a serem utilizadas nos ensaios usando-se o abrasômetro LTM, de modo a obter-se a
mesma pressão média utilizada nos ensaios Roda de Borracha. Entretanto, a perda de
massa observada no abrasômetro LTM foi inferior (não mensurada precisamente com
balança de 10
-5
g), o que sugeriu que as equações utilizadas não foram adequadas. As
condições de ensaio do abrasômetro LTM seriam bem menos severas que as impostas pelo
abrasômetro Roda de Borracha. Em função disso, os autores sugerem que o equipamento
deva ser mais apropriado para avaliação de camadas de revestimento, fato comprovado
quando Costa, Klein e De Mello (2001) ensaiaram com sucesso o desgaste abrasivo de
camadas nitretadas.
2.6.3.5. Abrasômetro Disco Rotativo (roda de aço ou de borracha)
Esse equipamento é utilizado para a realização de ensaio de desgaste abrasivo
utilizando-se roda de borracha ou roda de aço e abrasivo seco ou úmido. O seu
funcionamento é parecido com o abrasômetro Roda de Borracha apesar de neste caso o
disco ser fixo no braço basculante e a amostra no suporte do equipamento, inclinada com
ângulo de 40
o
para facilitar a alimentação do abrasivo, como pode ser visto pelo esquema
da Fig. 2.16. A alimentação de água no misturador permite a utilização de abrasivo úmido
(Wirojanupatump & Shipway, 2000).
Figura 2.16 – Abrasômetro Disco Rotativo (Wirojanupatump & Shipway, 2000).
Revisão Bibliográfica
35
Segundo Wirojanupatump & Shipway (2000), o comportamento de um material em
ensaio de desgaste em abrasômetro de disco rotativo depende não somente das
propriedades intrínsecas da amostra, mas também das condições do teste, como a natureza
do abrasivo (tipo, tamanho, forma, dureza e fragilidade), a natureza do disco (dureza e
rigidez) e a natureza do ambiente. O teste abrasométrico com roda de borracha produz
abrasão de baixa tensão, onde geralmente o abrasivo permanece intacto após o ensaio
enquanto com roda de aço, a abrasão é severa e as partículas abrasivas tendem a fraturar
durante o processo.
Nos ensaios de desgaste abrasivo em aço médio carbono, efetuados por
Wirojanupatump & Shipway (2000), verificou-se que na presença de abrasivo úmido as
partículas pequenas e arredondadas podem ser bem lubrificadas com água, resultando em
menor taxa de desgaste e menor fragmentação das mesmas, tanto em disco de borracha
quanto de aço. Além disso, a presença de umidade no abrasivo resultou em efetiva
lubrificação, reduzindo a incrustação das partículas sobre a amostra e promovendo mais
deslizamento de partículas (comportamento de dois-corpos) que rolamento de partículas
(comportamento de três-corpos). Outro aspecto observado foi a redução da fragmentação
das partículas em todos os casos, demonstrando uma redução da tensão sobre as mesmas.
2.6.3.6. Abrasômetro Multi-estação Bloco em Anel Modificado (“block-on-ring
machine”)
Segundo Buchanan, Shipway and McCartney (2007), esse equipamento
(modificação do Disco Rotativo apresentado anteriormente) foi desenvolvido pelo Phoenix
Tribology U.K. visando simular o ensaio de desgaste em revestimentos duros aplicados em
ferro fundido cinzento, utilizado em rolos de moendas de cana-de-açúcar. Um disco de ferro
fundido revestido gira contra um bloco construído com bagaço de cana de 15 x 20 x 90 mm
com carga de 80 a 150 N sob a ação de abrasivo na interface a uma taxa constante de 22
g/min. Um bloco de bagaço novo é utilizado para cada teste e a velocidade do disco é de
524 mm/s, similar à velocidade dos rolos de moendas. A distância percorrida é de
aproximadamente 7500 m (tempo de quatro horas, em 4 etapas de uma hora). A perda de
material é avaliada pela diferença de peso do disco, antes e após o ensaio. A Fig. 2.17
ilustra o equipamento de ensaio.
Nos experimentos de Buchanan, Shipway and McCartney (2007) se observou que os
revestimentos de liga Fe-Cr-C em ferro fundido cinzento apresentaram aumento da perda de
metal em ensaio por Bloco em Anel Modificado de forma linear ao aumento da carga
aplicada e da distância de deslizamento.
Revisão Bibliográfica
36
Adicionalmente, Buchanan, Shipway and McCartney (2007) observaram que no
ensaio de desgaste abrasivo de baixa tensão via úmida, a perda de material foi ligeiramente
inferior que no ensaio a seco, principalmente para as cargas maiores. Com cargas menores,
o desgaste a seco foi menor ou equivalente. Além disso, a contribuição da corrosão para o
desgaste do revestimento hipereutético foi significante com baixas cargas, mas de menor
importância em cargas altas, onde ocorria fratura severa dos carbonetos.
Figura 2.17 – Multi-estação bloco em anel modificado (Buchanan, Shipway and McCartney ,
2007).
2.6.3.7. Abrasômetro Combinado (ensaio de abrasão e impacto)
Um abrasômetro para a realização de ensaio combinado de abrasão e impacto
(desgaste por goivagem) foi desenvolvido e utilizado por Kennedy & Hashmi (1996). O
dispositivo foi projetado para permitir tanto o ensaio individual de cada tipo de desgaste,
quanto o ensaio combinado. Quando do ensaio de impacto, deve permitir a realização do
choque em qualquer ponto ao longo da pista abrasada. A ponta abrasiva foi produzida de
carboneto de tungstênio com diâmetro de 4 mm. O esquema do mesmo é ilustrado pela Fig.
2.18.
Nesse ensaio o corpo de prova é fixado a uma mesa de trabalho que é posicionada a
uma base, presa a quatro pilares através de guias deslizantes. Para ensaios de impacto a
mesa move-se verticalmente nos eixos de guia através de cames, forçando o corpo de
prova contra a ponta abrasiva fixa acima do mesmo. Para ensaios de abrasão, ocorrem
movimentos no plano horizontal onde a ponta abrasiva é movimentada horizontalmente
Revisão Bibliográfica
37
sobre a amostra por meio de um ajustador excêntrico. Tanto as condições de abrasão
quanto de impacto são dirigidas pelo mesmo motor.
Os resultados de ensaios em amostras de aço e alumínio mostraram os efeitos de
abrasão e impacto com diferentes velocidades e compararam os efeitos de abrasão e
impacto juntos e em separado. Verificou-se que no ensaio combinado, a perda de metal foi
superior à realização do ensaio de abrasão e impacto conduzidos separadamente (Kennedy
& Hashmi, 1996).
Figura 2.18 – Equipamento de ensaio de desgaste por abrasão e impacto (Kennedy e
Hashmi, 1996).
2.7. Classificação das ligas de revestimentos duros
A maioria das ligas para resistir ao desgaste é produzida por consumíveis
depositados por soldagem para serem utilizados em situações críticas. A faixa de dureza se
encontra normalmente entre 40 e 60 HRC (Conde, 1986).
Segundo Wainer, Brandi e De Mello (1991), não existe uma classificação de metal de
adição que envolva a maioria das ligas utilizadas para revestimento duro. As classificações
existentes são baseadas na composição química do metal de adição depositado sem
nenhuma diluição. Spencer apud Wainer, Brandi e De Mello (1991) desenvolveu uma
classificação baseada na composição química, dividindo as ligas ferrosas em cinco classes:
Classe 1 – Aços de baixa e média liga com 2 a 12% de elementos de liga;
Classe 2 – Aços de alta liga, incluindo aços rápidos e aços ao manganês;
Classe 3 – Ligas a base de ferro com 25 a 50% de elementos de liga;
Classe 4 – Ligas à base de cobalto, níquel e níquel-cromo;
Classe 5 – Ligas de carbonetos de tungstênio (38 a 60%) em matriz dúctil.
Revisão Bibliográfica
38
Por sua vez, Gregory (1980) apresenta uma classificação das ligas de revestimento
em quatro grupos: as ligas à base de ferro com menos de 20% de elementos de liga, as com
mais de 20%, as ligas à base níquel e/ou cobalto e o quarto grupo, formado pelas ligas que
contém carbonetos de tungstênio. As principais especificações dos materiais a serem
depositados podem ser obtidas em AWS-A5.4, 5.6, 5.7, 5.11 e 5.22. As ligas de aço
martensítico são as mais usadas e são caracterizadas pelo baixo custo e largo intervalo de
propriedades, dependendo da composição. Elas contêm, além do carbono, quantidades
variáveis de Cr, Mo, Ni e pequenas adições de W e V, além de Mn e Si, como elementos
desoxidantes.
Segundo Gregory (1980), as ligas de ferro fundido austeníticas e martensíticas de
alto cromo são freqüentemente referidas como ligas à base de carbonetos de cromo.
Contêm cerca de 30% de Cr e a microestrutura consiste de carbonetos de cromo numa
matriz austenítica ou martensítica, ou uma mistura destas, dependendo da composição.
Além disso, W, Mo ou V podem ser adicionados para aumentar a dureza a quente e a
resistência à abrasão. Estas ligas são disponíveis na forma de varetas fundidas ou em tubos
de aço extrudados contendo partículas de carbetos no interior do arame.
Carceller (2007) afirma que as ligas ricas em Ni proporcionam elevada resistência
mecânica e as de Cr permitem incrementos na resistência à abrasão, corrosão e moderados
valores de impacto. De outra forma, quando as peças precisam resistir a elevados impactos
deve-se preferir as ligas ricas em Mn, porém o autor não cita os percentuais do elemento.
As ligas à base níquel e cobalto são usadas para aplicações em altas temperaturas e
oferecem a melhor combinação de alta resistência à corrosão ou calor, aliada com
resistência ao desgaste abrasivo, desgaste metal-metal ou desgaste por impacto.
Entretanto, essas ligas são muito mais caras que as ligas à base ferro (Wang et al, 2005).
Conforme Buchely et al (2005), eletrodos ricos em cromo são grandemente usados
para a aplicação de revestimentos duros, devido ao seu baixo custo e disponibilidade.
Entretanto, ligas ricas em vanádio e tungstênio, apesar de mais caras, oferecem melhor
desempenho devido à boa combinação entre dureza e tenacidade. Eletrodos ricos em
carbonetos complexos (diferentes dos CrC) também são usados, especialmente quando o
desgaste abrasivo é acompanhado por outros mecanismos de desgaste.
Sapate e Ramarao (2006) afirmam que ligas de ferro fundidos ao alto cromo exibem
de 20 a 25 vezes maior resistência ao desgaste abrasivo que o aço baixo carbono em
situações de desgaste a dois e três corpos, quando as partículas abrasivas são menos
duras que as partículas de carbonetos. Diversos autores (Noble, 1984; Berns and Fischer,
1986; Zum Gahr, 1987; Sapate e Ramarao, 2006) complementam ainda que a excelente
Revisão Bibliográfica
39
resistência à abrasão dos ferros fundidos ao alto cromo é atribuída à presença de grande
fração em volume de carbonetos M
7
C
3
(1300-1800 HV) na microestrutura.
Buchanan, Shipway and McCartney (2007) recomendam que ao escolher uma liga
para revestimento duro deve-se levar em conta a sua soldabilidade, os custos e a
compatibilidade metalúrgica. Dentre as diversas ligas desenvolvidas, os revestimentos à
base de ferro são os mais populares na indústria sucroalcooleira, devido ao seu custo
relativamente baixo e à fácil aplicação. A sua composição é freqüentemente de uma
estrutura hipoeutética ou hipereutética e a resistência ao desgaste, atribuída a uma
microestrutura de carbonetos duros dispersos em uma matriz relativamente macia. As ligas
com alto Fe-Cr-C são particularmente atrativas porque os carbonetos podem formar uma
grande variedade de micro-constituintes, provendo um aumento da resistência à abrasão.
Entretanto, Corrêa et al (2007) afirmam que as ligas Fe-Cr-C são susceptíveis às
trincas de solidificação, as quais aliviam as tensões de soldagem, mas, no caso de
aplicações onde o componente está sujeito à vibração ou impacto, podem levar à
fragmentação do revestimento. Em função disso, se busca incessantemente a obtenção de
ligas que apresentem um bom desempenho de resistência ao desgaste e tenacidade.
Buchely et al (2005) denominam ligas de carbonetos complexos àquelas que além do
sistema Fe-Cr-C, apresentam a adição de W, Nb, Mo, V e outros elementos metálicos e, em
função disso, proporcionam revestimentos com partículas duras ricas nesses elementos
dispersos na matriz.
A aplicação das ligas da série Fe-Cr-C para revestir componentes expostos a certo
nível de impacto é limitada, devido à presença de grandes carbonetos de cromo duros e
frágeis. À medida que os carbonetos são removidos da matriz durante o processo de
desgaste, a perda de material da superfície se torna mais intensa. Para melhorar a
tenacidade dessa liga são adicionados elementos como Nb, Ti, V e W, os quais formam
carbonetos fortes do tipo MC, que são bem mais duros, porém mais finos que os carbonetos
de cromo (Atamert and Badeshia, 1988). Conseguindo-se uma distribuição uniforme e
pequeno espaço entre os mesmos, as partículas abrasivas não podem efetivamente
penetrar na matriz mais tenaz, levando a uma melhoria da resistência ao desgaste em
combinação com uma maior tenacidade (Corrêa et al, 2007).
Segundo Wang et al (2005), para melhorar as propriedades das ligas à base de ferro,
estas podem receber a adição de TiC, que apresentam maior dureza e estabilidade que os
CrC. O sistema Fe-Ti-C é muito ativo e complexo, pois o carbono migra muito facilmente do
TiC para o Fe e vice-versa, dependendo das condições de reação, como temperatura e
atividade dos elementos.
Revisão Bibliográfica
40
Economou et al apud Wang et al (2005) reportaram que materiais reforçados com
TiC têm cadeias fortes, podendo exceder a 58 MPa, além de resistência ao desgaste por
deslizamento de 20% superior aos revestimentos de WC-Co e até 100% superior aos
revestimentos de Stellite 6. Segundo Wang et al (2005), a formação de partículas TiC no
revestimento pode ser feita pela adição direta dessas partículas na poça de fusão ou podem
ser formadas por reação metalúrgica de ferro-titânio (FeTi) e grafite durante a soldagem a
arco.
Berns and Fischer (1997) estudaram as ligas de Fe-Cr-C com adição de Nb e Ti e
verificaram que pela sua adição, a fração em volume de fases duras aumenta devido à
solidificação adicional de monocarbonetos desses elementos. Os carbonetos primários de Ti
(monocarbonetos cúbicos de face centrada) estudados alcançaram dureza entre 2500 a
3300 HV e teor de carbono de 20,1%. Por sua vez os monocarbonetos de Nb com mesma
estrutura apresentaram teor de carbono de 11,1% e dureza de 1900 a 2400 HV. Ambas as
fases duras (carbonetos de Nb e Ti) dissolvem pequena quantidade de outros elementos
metálicos, mas os teores de Ti e Nb são superiores a 98% e 85% do teor metálico,
respectivamente. Entretanto, dentro do hexagonal carboneto de cromo do tipo M
7
C
3
mais da
metade do teor metálico pode ser substituído pelo ferro.
O Nb tem maior afinidade que o Cr pelo C e então, teoricamente, a reação do C com
o Nb ocorre mais rapidamente que com o Cr (Metals Handbook, 1990).
Depois da
solidificação primária dos monocarbonetos de Nb ou de Ti, as ligas de Fe-Cr-C-Nb/Ti
solidificam de acordo com o sistema Fe-Cr-C. A fração em volume de fases duras e
massivas varia de 6 a 41% de carbonetos do tipo MC (1900 a 3300 HV), junto com 0 a 28%
de carbonetos de cromo do tipo M
7
C
3
(1090 a 1650 HV). Os monocarbonetos de Nb e Ti
solidificam primariamente com temperatura em torno de 3000
o
C, agindo como núcleos para
os carbonetos de cromo do tipo M
7
C
3
, os quais solidificam com temperaturas em torno de
1450
o
C. As fases duras de Ti, os carbonetos do tipo MC e os boretos do tipo MB
2
(pela
adição de boro) são completamente insolúveis uma na outra e podem alcançar dureza da
ordem de 4000 HV (boretos) em uma matriz de baixa dureza (Berns and Fischer, 1997).
Conforme a afirmação de Berns and Fischer (1997), a dureza do eutético dessas
ligas varia de 900 a 1300 HV e o metal da matriz solidifica-se com estrutura austenítica (430
a 600 HV), martensítica (400 a 900 HV) ou martensítica com austenita retida. Teoricamente
é possível combinar elevada dureza da fase dura de titânio com elevada dureza do eutético.
Entretanto isso requer elevada quantidade de carbono, boro e titânio fazendo com que uma
liga dessas não possa ser fabricada por processos convencionais. Além disso, uma elevada
quantidade de titânio faz com que a soldabilidade da liga seja bastante prejudicada.
Revisão Bibliográfica
41
Segundo (Corrêa et al, 2007), embora pós metálicos convencionais Fe-Nb e Fe-Ti
sejam freqüentemente adicionados às ligas de revestimento duro Fe-Cr-C a fim de se ter
finos carbonetos MC duros na microestrutura e, conseqüentemente, melhorar a resistência
ao desgaste destas ligas, há poucos relatos na literatura da utilização dos pós de
carbonetos complexos como reforços nas ligas Fe-Cr-C. Essa carência de publicação é,
provavelmente, porque a adição desses pós de carbonetos complexos pode não ser ainda
economicamente viável. No entanto, em muitas aplicações, ligas ferrosas de revestimento
duro modificadas com estes carbonetos complexos podem ser vantajosas à medida que a
presença desses reforços na microestrutura da liga pode melhorar consideravelmente a
resistência ao desgaste sem comprometer a sua tenacidade.
2.8. Propriedades do revestimento e resistência ao desgaste abrasivo
Segundo Conde (1986) é muito difícil estabelecer, sem uma análise prévia, uma
simples correlação entre as condições de serviço e as propriedades que deverá reunir o
revestimento. O resultado de qualquer operação deverá garantir o aumento da vida em
serviço do componente. As propriedades que devem reunir os revestimentos podem ser
resumidas nos seguintes pontos: dureza, resistência à abrasão, resistência ao impacto,
resistência a quente e propriedades à fricção. Dentre os pontos mencionados se deverá ter
em conta ainda, a geometria da superfície a ser revestida, o custo de material de
revestimento, as técnicas necessárias para prevenir a ruptura do revestimento ou a
distorção devido às tensões térmicas de soldagem. Finalmente, a qualidade requerida
dependerá da sua posterior e particular aplicação.
Noble (1984) e Wainer, Brandi e De Mello (1991) afirmam que a dureza, o tamanho e
a forma do abrasivo são fatores importantes no processo de desgaste, bem como, as
características do projeto (tipo de estrutura, distribuição de cargas, solicitações, lubrificação,
temperatura, meio ambiente, etc.), as condições operacionais (área de contato, pressão de
contato e condições superficiais). Além desses, a composição química, a microestrutura e
as propriedades do material, como dureza, módulo de elasticidade, propriedade de
escoamento (encruamento), propriedade de fratura (tenacidade) são igualmente
importantes.
É consenso na literatura que a resistência ao desgaste é fortemente influenciada
pelas propriedades dos revestimentos duros, como a microestrutura, a morfologia dos
carbonetos, a dureza e a diluição, como descrição a seguir, com ênfase ao desgaste
abrasivo.
Revisão Bibliográfica
42
2.8.1. Microestrutura e resistência ao desgaste
Existem muitos trabalhos disponíveis na literatura, abordando o efeito da
microestrutura na resistência ao desgaste. A maioria dos autores é unânime em afirmar que
a microestrutura dos revestimentos tem papel preponderante no seu desempenho em
termos de resistência ao desgaste abrasivo.
Kotecki e Ogborn (1995) afirmam que os revestimentos duros à base de ferro
formam um grande número de microestruturas e composições que provêem diferentes graus
de resistência à abrasão. Fiore, Kosel e Fulcher (1983) complementam que as ligas de ferro
fundido branco ao alto cromo possuem inúmeras vantagens em aplicações de desgaste
abrasivo, pois suas composições podem ser ajustadas para que elas contenham
quantidades moderadas de cromo. Dessa forma produzem, na solidificação, microestrutura
rica em carbonetos de cromo massivos e uma matriz austenítica de temperabilidade
suficiente para ser transformada em martensita com tratamentos térmicos relativamente
simples.
Os carbonetos afetam as propriedades mecânicas dos materiais por sua presença
dentro dos grãos e em seus contornos. Dependendo da composição da liga e do tratamento
térmico recebido podem se apresentar distintos tipos de carbonetos, como MC, M
6
C, M
7
C
3
,
M
23
C
6
e Cr
2
C
3
, onde “M” representa um ou mais tipos de átomos metálicos (Fiore, Kosel e
Fulcher, 1983).
Segundo Paranhos, Mello e Payão Filho (1998), o aumento dos teores de C e Cr
reduz a possibilidade de formação de austenita primária e favorecem o aumento da
formação de microestrutura composta de carboneto primário do tipo M
7
C
3
e eutético
austenita-carboneto (M
7
C
3
), a microestrutura que apresenta maior resistência à abrasão de
baixa tensão.
Sevilla, Pineda e Toro (2004) afirmam que os revestimentos duros ricos em cromo
com carbonetos primários em matriz eutética apresentam melhor resistência ao desgaste
abrasivo que aqueles compostos por constituintes eutéticos e austenita. Buchely et al (2005)
complementam que os carbonetos de cromo do tipo M
7
C
3
(~1800 HV) têm um importante
papel na resistência ao desgaste abrasivo devido à sua ação como barreira ao corte e ao
sulcamento provocado pelas partículas abrasivas.
No estudo de Hernandez (1997) com arames tubulares de liga Fe-Cr-C, a
microestrutura do revestimento com maior resistência à abrasão foi a formada por carboneto
primário numa matriz eutética de carbonetos mais austenita, obtidas em revestimento com
maior teor de Cr e C. Isso teria ocorrido pelo aumento da fração volumétrica dos carbonetos
(revestimentos hipereutéticos) e pela diminuição da largura das dendritas de austenita
Revisão Bibliográfica
43
(revestimento hipoeutético), as quais ficaram menos expostas à ação das partículas
abrasivas.
Buchanan, Shipway and McCartney (2007) afirmam que tanto revestimentos
hipereutéticos quanto hipoeutéticos são usados no revestimento de rolos de moendas de
cana-de-açúcar, mas com pouca compreensão dos mecanismos que dominam a
degradação dessas duas classes de materiais. Ao avaliar o comportamento dos dois tipos
de ligas verificaram que o material hipoeutético atingiu a sua resistência ao desgaste através
da dispersão de carbonetos dentro da matriz e a sua resistência à deformação com
conseqüente aumento da resistência ao microsulcamento e microcorte. Por outro lado, a
resistência ao desgaste do material hipereutético se dá em virtude dos carbonetos primários
e dos carbonetos eutéticos. Os altos valores de carbono e cromo do eletrodo produziram um
elevado volume de carbonetos que aumentaram a resistência ao desgaste.
Para Martins Filho (1995), na soldagem de revestimento duro com liga Fe-8,2Cr-
0,7C-2,0Mn-0,32V que proporciona depósitos hipoeutéticos de carbonetos em matriz
austenítica, a maior resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão dessa liga é obtida
pelos ensaios com menor aporte térmico, que ao mesmo tempo proporcionam depósitos
com maior teor de austenita e, além disso, isentos de trincas.
De acordo com Gregolin apud Hernandez (1997), as ligas do sistema Fe-C-Cr-Nb
apresentam essencialmente o mesmo tipo de contraste de microestrutura das ligas
contendo apenas Fe-C-Cr, formando-se dendritas de austenita ou carbonetos M
7
C
3
massivos, além da presença de carbonetos NbC, na forma primária, e/ou em frações mais
finas, oriundas de reações mais complexas do sistema quaternário. Ensaios abrasivos com
sílica à baixa tensão em ligas fundidas desse sistema indicaram que é possível obter um
menor desgaste de ligas austeníticas fundidas contendo (Fe,Cr)
7
C
3
, pela substituição parcial
desse carboneto de cromo por carbonetos NbC, para certas porcentagens de fases e
características microestruturais.
Diferentemente dos revestimentos ricos em Cr, o revestimento rico em W pode
proporcionar uma muito boa resistência ao desgaste abrasivo na primeira camada pela
formação de microestrutura composta por carbonetos duros do tipo M
6
C (1600 HV) e
carbonetos massivos MC (2500 HV) em uma matriz eutética (Fig. 2.19a) e na presença de
alguma martensita (Buchely et al, 2005).
Outro tipo de revestimento estudado por Buchely et al (2005) trata de depósitos
efetuados com eletrodos revestidos ricos em carbonetos complexos. Na primeira camada
observou-se uma matriz eutética com partículas duras ricas em Nb e Mo finamente
dispersas. Na segunda e terceira camada a microestrutura foi similar à primeira, incluindo
carbonetos ricos em cromo (M
7
C
3
), ricos em nióbio (MC), ricos em molibdênio (M
2
C) e rico
Revisão Bibliográfica
44
em tungstênio (WC), como ilustrado pela Fig. 2.19b.
A Figura 2.20 compara a resistência ao desgaste abrasivo em ensaio Roda de
Borracha dos revestimentos estudados por Buchely et al (2005), onde se observa a
superioridade dos carbonetos complexos na terceira camada, seguido do revestimento rico
em cromo (segunda camada). Nos revestimentos em primeira camada, o melhor resultado
foi da liga rica em W, seguido da liga rica em Cr e por fim da liga rica em carbonetos
complexos (NbC, M
7
C
3
, Mo
2
C). As primeiras camadas apresentaram resistência ao
desgaste inferior às camadas posteriores.
Figura 2.19 – Microestrutura de revestimentos duros: a) rico em W e b) rico em carbonetos
complexos (Buchely et al, 2005).
Figura 2.20 – Resistência ao desgaste abrasivo em multi-camadas (Buchely et al, 2005).
Segundo Wang et al (2005), no que se refere ao reforço do revestimento duro com
carboneto de titânio (TiC), a composição do fluxo do eletrodo é o fator chave que afeta a
estrutura, a quantidade de TiC e as propriedades do revestimento. Com o aumento da
a
b
Revisão Bibliográfica
45
quantidade de FeTi e TiO
2
, a formação de reações metalúrgicas de TiC aumenta no
revestimento. Como resultado do reforço do revestimento com carbonetos de titânio, a
dureza também é aumentada, levando a um significativo aumento da sua resistência ao
desgaste. Entretanto, devido à difusão de partículas de TiC, a sua quantidade aumenta na
escória sobre o cordão de solda. A Microestrutura do revestimento duro é composta por
partículas de TiC irregularmente esféricas, uniformemente distribuídas e separadas de cada
outra pela matriz martensítica e austenita retida, como ilustrado pela Fig. 2.21.
Segundo Kotecki e Ogborn (1995), a microestrutura é um fator mais importante que a
dureza na resistência ao desgaste, tendo em vista que diferentes microestruturas de
revestimentos com dureza similar podem apresentar resistência ao desgaste diferentes.
Figura 2.21 – Distribuição de partículas de TiC na camada de revestimento duro. a)
micrografia ótica e b) morfologia MEV (Wang et al, 2005).
2.8.2. Morfologia de carbonetos e resistência ao desgaste abrasivo
Respeitadas algumas especificidades de cada caso, observam-se algumas
discordâncias quanto o efeito da distribuição de carbonetos na resistência ao desgaste
abrasivo. Por exemplo, Conde (1986) ressalta que o tamanho e a distribuição dos
carbonetos na matriz apresentam um aspecto fundamental e que a maior quantidade e
homogeneidade, aliada ao menor tamanho desses resultam em maior resistência ao
desgaste. Hutchings (1992) concorda que para uma determinada fração volumétrica de
carbonetos, a resistência ao desgaste abrasivo é aumentada para carbonetos finamente
distribuídos com um pequeno espaço entre partículas.
Por outro lado, Carceller (2007) afirma que em depósitos de fundição branca ao
cromo e aços ao cromo, quando se aumenta o tamanho e a quantidade dos carbonetos
primários e totais se tem um incremento da resistência ao desgaste abrasivo. Entretanto, o
TiC
TiC
Revisão Bibliográfica
46
efeito é contrário quando se aumenta o tamanho e a dispersão dos carbonetos secundários.
Concordando com essa afirmação, Buchely et al (2005) citam que os carbonetos de
cromo do tipo M
7
C
3
agem como barreira ao corte e ao sulcamento provocados pelas
partículas abrasivas, sendo que em desgaste abrasivo de baixa tensão esta ação é
incrementada quando esse tipo de carboneto apresenta fração volumétrica e tamanho
superior. Observa-se, entretanto, que os autores não avaliaram isoladamente as variáveis
tamanho e fração volumétrica de carbonetos de forma a identificar o seu efeito individual. É
provável que, como constatado em outros trabalhos, o aumento da fração em volume tenha
sido o efeito mais significativo.
Hutchings (1992) afirma que muitos materiais expostos ao desgaste abrasivo
possuem fases duras dentro de uma matriz macia. O desempenho desses materiais
depende do tamanho da região de fase dura em comparação com a escala de deformação
causada por individuais partículas abrasivas (área de penetração da partícula sobre o
metal). Se a dimensão das fases duras (carbonetos, por exemplo) for substancialmente
menor que a escala de danos então o material se comportará como um sólido homogêneo
(Vide Fig. 2.22a). Por outro lado, se as partículas de carbonetos são comparáveis em
tamanho, ou maiores que o dano causado, o material responderá heterogeneamente, como
ilustrado pela Fig. 2.22b. Ou seja, nesse último caso a ação da partícula abrasiva na região
de fase dura poderá levar à deformação plástica ou à fratura desta, dependendo da carga
por partícula, da geometria, do tamanho e das propriedades mecânicas da partícula
abrasiva, da fase dura ou da matriz.
Figura 2.22 – Efeito do tamanho e fração volumétrica de carbonetos (Hutchings, 1992).
Na literatura corrente se verifica a importância das fases duras e de suas
características e propriedades para prover incremento da resistência ao desgaste abrasivo
dos revestimentos. Entretanto, verifica-se que a combinação de propriedades das fases
duras com as propriedades da matriz é decisiva para cada tipo de solicitação. Por exemplo,
Área de dano imposta
pela partícula
Revisão Bibliográfica
47
Chatterjee and Pal (2003) afirmam que a resistência à abrasão de ligas de revestimentos
duros depende de muitos outros fatores tais como o tipo, a forma e a distribuição das fases
duras, mas também da tenacidade e do comportamento de encruamento da matriz.
Segundo Polido e Gallego (2006) os carbonetos são frágeis, e o modo pelo qual estão
presos na matriz pode desempenhar um papel importante na ocorrência ou não de trincas
durante a abrasão. Por sua vez Hutchings (1992) acrescenta que, em geral, uma elevada
fração de volume de carbonetos é desejável para se ter elevada resistência à abrasão,
entretanto, a matriz deverá conter uma adequada tenacidade, caso contrário o material se
desgastará por mecanismo de fratura.
Segundo Bálsamo (1995), a composição química dos eletrodos é altamente
correlacionada com os parâmetros microestruturais dos cordões de solda, representados
pela porcentagem volumétrica de carbonetos, quando o carbono é mais importante que o
cromo (liga FeCrC, com C variando de 2% a 6% e Cr de 25% a 35%) no aumento da
porcentagem volumétrica de carbonetos totais e carbonetos primários.
A Figura 2.23 ilustra a microestrutura de revestimento duro da liga Fe-42Cr-5,3C em
primeira, segunda e terceira camada, destacando o aumento da porcentagem volumétrica
de carbonetos e aumento do tamanho dos mesmos da primeira para a última camada
(Polido e Gallego, 2006). A afirmação é concordante com Buchelly et al (2005), segundo os
quais em segunda camada, a fração em volume e o tamanho médio dos carbonetos de
cromo são maiores que em primeira camada.
Figura 2.23 – Microestrutura de revestimento duro Fe-42Cr-5,3C em primeira, segunda e
terceira camada (Polido e Gallego, 2006).
Segundo Bálsamo, Scotti e De Mello (1995), o aporte de energia tem grande
influência na morfologia da microestrutura dos revestimentos duros, em particular no
tamanho médio da mesma, quando o menor aporte térmico e, conseqüentemente, a maior
velocidade de solidificação levam ao refinamento da microestrutura.
A Figura 2.24 ilustra o efeito do teor de carbono e do aporte térmico na
microestrutura e no tamanho dos micro-constituintes. Observa-se que a Fig. 2.24a e 2.24b
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48
são constituídas predominantemente por carbonetos primários do tipo M
7
C
3
(morfologia
hexagonal) em uma matriz eutética de austenita mais carboneto, enquanto que nas Fig.
2.24c e 2.24d, devido ao menor teor de carbono, a microestrutura é composta por dendritas
de austenita em matriz eutética. Verifica-se comparativamente que nas ligas soldadas com
menor aporte térmico (Fig. 2.24b e 2.24d), tanto os carbonetos M
7
C
3
quanto as dendritas de
austenita apresentam maior refino devido à maior velocidade de solidificação (Bálsamo,
Scotti e De Mello,1995).
Figura 2.24 – Microestrutura de revestimento duro liga Fe-Cr-C: a) liga 30Cr5,5C – 28,8
kJ/cm; b) liga 30Cr5,5C – 18,1 kJ/cm; c) liga 30Cr1,7C – 30,5 kJ/cm; d) liga 30Cr1,7C –
17,8 kJ/cm (Bálsamo, Scotti e De Mello,1995).
2.8.3. Dureza e resistência ao desgaste
Segundo Scotti e Rosa (1997), a dureza dos revestimentos é mais influenciada pela
microestrutura, a qual, por sua vez depende do calor imposto e da composição química.
Embora se espere que revestimentos com maior dureza tenham conseqüentemente maior
M
7
C
3
M
7
C
3
Dendritas
de austenita
Dendritas
de austenita
Revisão Bibliográfica
49
resistência ao desgaste, observam-se algumas contradições na literatura corrente, como
apresentado em seqüência.
Como a taxa de desgaste depende do grau de penetração do abrasivo na superfície,
é, portanto, função da dureza deste. Se a dureza do abrasivo é muito superior à dureza da
superfície, o desgaste é severo. Caso contrário, a taxa de desgaste é pequena (Marino,
Patrone y Bortoni apud Hernandez, 1997).
Por sua vez, Fiore, Kosel e Fulcher (1983) analisam a resistência ao desgaste em
função da dureza dos carbonetos, afirmando que embora o alto nível de dureza dos
carbonetos de cromo do tipo M
7
C
3
contribua para a resistência ao desgaste, os carbonetos
são frágeis e dependem da forma que são suportados pela matriz para definir o seu
desempenho durante a abrasão.
Quanto à dureza do material, é comum pensar-se que maiores durezas fornecerão
sempre menores taxas de desgaste. Mas há controvérsias quanto a esta afirmação, quando
diversos autores afirmam que a dureza do material não está, necessariamente, relacionada
com a sua resistência ao desgaste. Segundo Marino, Patrone y Bortoni apud Hernandez
(1997), isto é verdadeiro em condições de abrasão à baixa tensão, tal como areia
deslizando numa superfície, onde a maior resistência ao desgaste é obtida com o emprego
de ligas de elevada dureza. Entretanto, materiais com valores de dureza iguais podem ter
resistência ao desgaste diferente, como conseqüência de diferenças microestruturais.
Segundo Paranhos (1998), a macrodureza tem sido relacionada equivocadamente
com a resistência ao desgaste abrasivo, pois os ensaios de dureza realizados são quase
estáticos e as durezas obtidas não se correlacionam muito bem com o desgaste sob
condições em que a superfície metálica é atingida por partículas em velocidades
relativamente elevadas.
Kotecki e Ogborn (1995) estudaram soldas de revestimento duro com oito
microestruturas diferentes (ferrita-bainita, ferrita-perlita, martensita, martensita com austenita
retida, aço austenítico ao manganês, austenita primária com eutético austenita-carbeto,
quase eutético de austenita-carbeto e carbeto primário com eutético austenita-carbeto),
ensaiando cerca de duzentos corpos de prova, através da medição de dureza e avaliação
da resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão. Concluíram que a dureza não é um
parâmetro seguro para se avaliar a resistência ao desgaste abrasivo à baixa tensão de ligas
Fe-Cr-C.
Segundo Kotecki e Ogborn (1995), embora o aumento da dureza possa melhorar a
resistência ao desgaste, particularmente quando se trata de revestimento duro aplicado
sobre substrato de aço médio carbono, diferentes revestimentos com dureza similar podem
apresentar resistência ao desgaste diferente.
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Wainer, Brandi e De Mello (1991) afirmam que o desgaste de materiais puros é
diretamente proporcional à sua dureza, enquanto que nas ligas essa proporcionalidade pode
valer até um determinado valor de dureza, a partir do qual a resistência ao desgaste cresce
com menor intensidade, podendo até mesmo diminuir.
Martins Filho (1995) considerou o parâmetro dureza importante para o provimento de
maior resistência ao desgaste em uma mesma liga. Bálsamo (1995), em seu trabalho,
justificou que o aumento da porcentagem volumétrica de carbonetos primários leva a um
aumento da dureza do depósito e a uma melhora do desempenho em abrasão de baixa
tensão.
Segundo Wang et al (2005), como resultado do reforço do revestimento com
carbonetos de titânio, a dureza também é aumentada, levando a um significativo aumento
da sua resistência ao desgaste.
Nas ligas estudadas por Buchely et al (2005), a menor dureza foi obtida em
revestimentos que apresentaram microestrutura eutética, caso da primeira camada soldada
com consumível formador de carbonetos complexos ou na liga com carbonetos ricos em
cromo. Nesse caso observou-se uma tendência de maior resistência ao desgaste abrasivo
para os revestimentos de maior dureza, quando a resistência ao desgaste praticamente
dobrou quando a dureza aumentou de 52 a 55 HRC (primeira camada) para 58 a 60 HRC
(terceira camada), como pode ser visto pela Fig. 2.25. Entretanto, apesar de não enfatizado
pelo autor, seguramente a microestrutura também foi modificada. A dureza na primeira
camada foi em torno de 10% inferior à terceira camada.
Figura 2.25 – Resistência ao desgaste “versus” dureza do revestimento (Buchely et al,
2005).
Nos estudos de Corrêa et al (2007) de desgaste abrasivo de baixa e de alta tensão
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51
com diversas ligas do sistema Fe-Cr-C demonstra-se que em algumas ligas de maior dureza
se obtém maior resistência ao desgaste, mas em outras, o comportamento pode inclusive
ser oposto.
Resultados similares também foram obtidos por Ribeiro (2004), em depósitos Fe-Cr-
C em uma camada, quando os revestimentos mais duros apresentaram maior resistência ao
desgaste abrasivo de baixa tensão. Nos depósitos em duas camadas os resultados de
resistência foram aleatórios. Entretanto, neste último caso, a variação da dureza foi menor
que nos depósitos em uma camada.
Segundo Buchanan, Shipway and McCartney (2007), em ensaio de desgaste de
disco revestido contra um bloco de bagaço de cana, apesar da maior dureza do
revestimento hipereutético (710 HV
300
) sobre o hipoeutético (450 HV
300
) em liga Fe-Cr-C,
não se observou clara superioridade deste sobre o menos duro, reforçando que não é a
dureza, mas a microestrutura é que governa as propriedades de resistência ao desgaste,
especialmente o abrasivo de baixa tensão investigado. Entretanto, neste caso seria
esperada a superioridade da liga hipereutética pela presença de carbonetos primários em
matriz eutética austenita-carbonetos.
As contradições citadas quanto ao efeito da dureza na resistência ao desgaste,
reforçam que a dureza é um parâmetro importante, mas não o mais importante, no que se
refere ao desgaste abrasivo, não devendo, portanto ser avaliado independentemente de
outras variáveis, como a microestrutura do revestimento.
2.8.4. Diluição e resistência ao desgaste
A diluição é definida como a mudança na composição química de um metal de adição
para soldagem causada pela sua mistura com o metal base ou metal de solda anterior. Na
soldagem de revestimento não há necessidade de alta penetração, mas somente uma boa
ligação entre o metal de solda e o metal de base. Desde que a composição química e as
propriedades dos revestimentos são usualmente diferentes do metal de base, baixa diluição
é desejada (Wainer, Brandi e De Mello, 1991).
Diversos autores têm sido unânimes em afirmar a importância da diluição na
soldagem de revestimento duro. Conde (1986), Kannan e Murugan (2006), dentre outros,
afirmam que provavelmente a principal diferença entre a soldagem de junta e a soldagem de
revestimento é que a segunda modalidade é afetada em maior grau pela diluição (ilustração
na Fig. 2.26). Segundo os autores, nesse caso é desejável baixa diluição para não
influenciar fortemente a composição e as propriedades do revestimento, pois quando isso
ocorre (baixa diluição), a composição final do depósito é mais próxima da composição do
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52
metal de adição utilizado e, portanto, as propriedades mais próximas do valor desejado.
A maior resistência à abrasão, de acordo com Hernandez (1997) ocorre para a
soldagem com menor aporte térmico e menor diluição do cordão de solda. Igualmente,
Ribeiro (2004) verificou que a perda de volume em ensaio de desgaste abrasivo de baixa
tensão foi menor para revestimentos Fe-Cr-C com menor diluição. Entretanto, como
apresentado na Fig. 2.27, na soldagem em uma camada essa relação foi mais evidente que
em duas camadas de solda. Isso ocorre, segundo Scotti e Rosa (1997), pois no último caso
(duas camadas) o cordão de solda posterior refunde o primeiro, sofrendo então menor
influência do metal de base.
Figura 2.26 – Parâmetros geométricos e diluição do revestimento (Kannan e Murugan,
2006).
Figura 2.27 – Diluição “versus” perda de volume (Ribeiro, 2004).
Sevilla, Pineda e Toro (2004) afirmam que para melhorar a resistência ao desgaste
abrasivo é aconselhável a deposição de uma segunda camada de revestimento para
minimizar o efeito da diluição na microestrutura do depósito. Buchely et al (2005) concordam
com essa afirmação e sugerem que em camadas posteriores, o aumento da fração
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53
volumétrica e do tamanho dos carbonetos de cromo do tipo M
7
C
3
(1800 HV) possa ser
responsável pelo incremento na sua maior resistência ao desgaste. Como discutido
anteriormente, os autores não avaliaram individualmente o efeito do tamanho dos
carbonetos e de sua fração em volume.
Do ponto de vista metalúrgico, a composição e as propriedades do revestimento são
fortemente influenciadas pela diluição obtida. De acordo com essa influência, a diluição que
se obterá com cada processo de soldagem deverá ser considerada a fim de selecionar a
combinação mais conveniente entre o metal de adição e o processo requerido para uma
dada aplicação. As variáveis do processo de soldagem que mais afetam a diluição serão
discutidas a seguir, segundo Conde (1986):
a) Corrente: o uso de corrente contínua e polaridade direta (eletrodo negativo)
proporciona menor penetração e, em conseqüência, menor diluição que com
polaridade inversa (eletrodo positivo);
b) Diâmetro do eletrodo: com eletrodo de menor diâmetro se utiliza menor corrente e,
portanto, se obtém menor diluição;
c) Comprimento do eletrodo (“Stickout”): nos processos com eletrodos consumíveis, um
maior comprimento do eletrodo produz menor diluição, porque aumenta a quantidade
fundida do eletrodo (I
2
. R) e a energia do arco é aplicada de forma difusa sobre o
metal base.
d) Espaçamento entre os cordões: cordões mais superpostos tendem a reduzir a
diluição, pois os cordões realizados anteriormente fundirão antes do metal base e,
principalmente, entrará na composição do último cordão de solda.
e) Oscilação do eletrodo: a regra é que uma maior oscilação e uma maior freqüência de
oscilação levam à redução da diluição; os melhores resultados são obtidos com a
oscilação sem movimento pendular, com velocidade constante;
f) Velocidade de soldagem: uma baixa velocidade de soldagem determina uma baixa
quantidade de metal base fundido, com relação à quantidade de metal de adição e,
além disso, ocorre menor penetração, pois a energia do arco é incidida sobre a poça
de fusão e menos sobre o metal base. Tem-se, como conseqüência, menor diluição.
g) Posição de soldagem e inclinação da peça: considerando uma soldagem com
velocidade de deslocamento constante, a diluição decrescerá para as seguintes
posições de soldagem, em ordem: vertical ascendente, horizontal, inclinada
ascendente, plana e inclinada descendente;
h) Inclinação do eletrodo (ângulo de avanço): a inclinação do eletrodo para frente, na
direção de soldagem (empurrando a poça) produz, geralmente, cordões mais planos,
mais largos e com menor penetração;
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54
i) Proteção do arco: o meio protetor gasoso ou através de fluxo tem um efeito
significativo na diluição, em ordem decrescente: hélio (mais alto), dióxido de carbono,
argônio, fluxo granular sem elementos de liga e, com a menor diluição, o fluxo
granular com elementos de liga;
j) Metal de adição: a adição extra de metal de solda pode reduzir muito a diluição. Este
pode ser adicionado em forma de pós, arames, fitas ou fluxos;
k) Processo de soldagem: os processos de soldagem utilizados na aplicação de
revestimentos apresentam diferentes níveis de diluição. O processo de soldagem a
Arco Submerso apresenta o maior valor de diluição (10 – 40%), seguido, em ordem
decrescente pelos processos Arames tubulares e Eletrodos revestidos (10 – 30%),
Oxi-acetilênico (< 5%) e metalização a plasma ou a chama, sem diluição.
2.9. Variáveis operacionais de soldagem de revestimento
A seleção incorreta dos parâmetros de soldagem para a aplicação de revestimentos
duros resistentes ao desgaste abrasivo pode resultar na obtenção de soldas com
propriedades indesejáveis e de baixo desempenho .
Bálsamo, Scotti e De Mello (1995), após a soldagem com eletrodos revestidos de
diferentes teores de cromo e carbono e variando a energia de soldagem, afirmam que a
energia de aporte durante o procedimento de soldagem não muda a microestrutura básica
de uma liga de revestimento duro, mas afeta consideravelmente a sua morfologia, em
particular, o tamanho médio da mesma, pela mudança na taxa de resfriamento.
Segundo Paranhos, Mello e Payão Filho (1998), a tensão do arco elétrico e a
intensidade de corrente exercem grande influência sobre a microestrutura e,
consequentemente, na resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão de ligas Fe-Cr-C,
enquanto a velocidade de soldagem apresenta um efeito menor. O aumento da tensão e a
redução da corrente levam a um incremento considerável dos elementos de liga sob o metal
de solda. O aumento dos teores de C e Cr reduzem a possibilidade de formação de
austenita primária e aumento da formação de microestrutura composta de carboneto
primário do tipo M
7
C
3
e eutético austenita-carbeto (M
7
C
3
), a microestrutura que apresenta
maior resistência à abrasão de baixa tensão.
Brandim, Alcântara e Paranhos (1999) verificaram que a adição de pós metálicos, a
sobreposição dos cordões, a oscilação da tocha e a utilização de intensidade de corrente
inferior foram efetivas na redução da diluição de soldas de revestimento duro de ligas Fe-Cr-
C, na soldagem por arco submerso. Observaram ainda, que a diluição afetou na
microestrutura dos revestimentos, principalmente no volume do eutético e no tamanho das
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55
dendritas. Segundo AWS (1991), Wainer, Brandi e De Mello (1992) e Brandim, Alcântara e
Paranhos (1999), a oscilação da tocha de soldagem, além de permitir a atenuação da
diluição, serve também para elevar a produtividade pela obtenção de cordões mais largos e,
portanto, reduzir o número de passes para revestir dada superfície.
No estudo de Carceller (2007) verificou-se que na primeira camada o aumento da
energia de soldagem provoca uma redução da resistência ao desgaste abrasivo, mas na
segunda e terceiras camadas o resultado é oposto, ocorrendo ainda, redução na rugosidade
da superfície abrasada. Os materiais com menor resistência ao desgaste abrasivo
apresentam um aumento da rugosidade à medida que vão deteriorando a superfície.
Kannan e Murugan (2006) fizeram uma ampla investigação dos efeitos das variáveis
de soldagem (corrente, velocidade de soldagem, distância bico de contato-peça e ângulo de
inclinação da tocha para a frente) com arames tubulares sobre os parâmetros geométricos
(largura, reforço, penetração) e diluição da solda de revestimento de aço inoxidável. A Fig.
2.28 ilustra o efeito dos parâmetros de soldagem na geometria do cordão de solda e na
diluição.
As principais constatações de Kannan e Murugan (2006) foram:
¾ A diluição e a penetração da solda aumentaram tanto com o aumento da corrente
(Fig. 2.28a), quanto da velocidade de soldagem (Fig. 2.28c) e diminuíram com o
aumento da DBCP (Fig. 2.28b) e do ângulo de inclinação da tocha (Fig. 2.28d);
¾ A diluição decresceu com o aumento da DBCP para todos os níveis de corrente de
soldagem, mas a taxa de queda caiu significativamente com a redução da corrente
(Fig. 2.28e);
¾ A diluição reduziu com o aumento do ângulo da tocha para velocidades de
soldagem superiores a 30 cm/min, mas a taxa de queda foi maior para velocidades
maiores. Com velocidade de soldagem inferior a 30 cm/min, a diluição aumentou
com o aumento do ângulo da tocha (Fig. 2.28f);
¾ O reforço aumentou com o aumento da corrente e da DBCP (Fig. 2.28a e 2.28b), e
reduziu com o aumento da velocidade de soldagem e ângulo da tocha (Fig. 2.28c e
2.28d);
¾ A largura do cordão aumentou com o aumento da corrente de soldagem, DBCP e
ângulo da tocha (Fig. 2.28a, 2.28b e 2.28d) e reduziu com o aumento da
velocidade de soldagem (Fig. 2.28c);
¾ Além disso, verificaram que a largura aumentou com a corrente em todos os níveis
de velocidade de soldagem, mas a taxa de aumento da largura decresceu com o
aumento da velocidade de soldagem. E que o aumento no ângulo da tocha reduziu
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56
a penetração quando a velocidade de soldagem era alta, mas provocou um leve
aumento para baixas velocidades.
Figura 2.28 – Efeito dos parâmetros de soldagem na geometria do cordão de solda e na
diluição (Kannan e Murugan, 2006).
a) b)
c)
d)
e)
f)
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57
Ribeiro, Ventrella e Galego (2005) avaliaram o efeito do aporte térmico na diluição,
na dureza e na perda de volume de revestimentos duros (desgaste abrasivo de baixa
tensão) depositados em camada única com eletrodo revestido de liga ferro-cromo-carbono,
cujos dados obtidos são apresentados pela Fig. 2.29.
Pela Figura 2.29 observa-se que a diluição do revestimento é diretamente
proporcional ao aporte de calor utilizado, e que a dureza tem comportamento inverso, ou
seja, enquanto a diluição aumenta com o aumento do aporte térmico, a dureza do depósito
tende a cair. Como conseqüência da maior diluição do consumível e da menor dureza do
revestimento, a resistência ao desgaste é reduzida com o aumento do aporte térmico,
levando a uma maior perda de metal.
Figura 2.29 – Efeito do aporte térmico na dureza, na diluição e na perda de volume de
revestimento duro de liga Fe-Cr-C (Ribeiro, Ventrella e Gallego, 2005).
Scotti e Rosa (1997) citam que os revestimentos duros são muito frágeis e que
durante o processo de soldagem pode ocorrer o aparecimento de trincas. Estas trincas não
são, necessariamente, indicadores de redução na resistência ao desgaste, podendo até ser
favoráveis por reduzirem as tensões internas. As trincas são indesejáveis nos casos de
revestimentos estanques ou sob esforços dinâmicos que levem à fadiga e,
conseqüentemente, ao arrancamento do revestimento. A amplitude de oscilação do eletrodo
e a realização de pré-aquecimento têm papel importante na redução das trincas, as quais
ocorrem em maior número na segunda camada de revestimento que na primeira. Isso
ocorreria pela menor diluição na segunda camada.
Buchely et al (2005) afirmam que os revestimentos ao alto cromo são mais
susceptíveis ao surgimento de trincas de solidificação que os revestimentos ricos em
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58
tungstênio ou em carbonetos complexos, como M
7
C
3
, Mo
2
C ou NbC. Martins Filho (1995)
verificou que os melhores resultados de resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão
de revestimentos Fe-Cr-C-V foram obtidos pelos ensaios isentos de trincas em soldagem
com menor aporte térmico.
2.10. Soldagem a Arco Elétrico com Arames Tubulares
O processo de soldagem Arame Tubular utiliza o calor gerado no arco elétrico para a
fusão do metal e do eletrodo, um arame tubular alimentado continuamente. A proteção da
solda é feita por meio de um fluxo contido dentro do arame, podendo ter ou não a proteção
adicional de um gás suprido externamente (AWS, 1991).
O processo oferece duas variações que diferem no método de proteção do arco e da
poça de fusão da contaminação atmosférica. No tipo autoprotegido a proteção do metal
fundido é feita pela decomposição e vaporização do fluxo do eletrodo pelo calor do arco. No
outro tipo, com proteção gasosa, faz-se uso de um jato de gás protetor em adição à ação do
fluxo do eletrodo. Em ambos os métodos o material do fluxo do eletrodo protege o arco
elétrico da contaminação atmosférica, pode atuar como desoxidante, acrescentar elementos
de liga ao metal de solda, estabilizar o arco, além de fornecer um recobrimento substancial
de escória para proteger a solidificação do metal de solda (AWS, 1991). A Fig. 2.30 ilustra
uma representação esquemática do processo Arame Tubular nas suas versões, com
proteção gasosa e autoprotegido.
Figura 2.30 – Representação esquemática do processo Arames Tubulares: a) com proteção
gasosa e b) autoprotegido (AWS 1991).
O equipamento básico é semelhante, para ambos os métodos, diferenciando-se pelo
fornecimento e dosagem do gás na versão com proteção gasosa. A fonte é do tipo tensão
constante e fornece corrente contínua, similar às fontes usadas para o processo MIG/MAG.
A taxa na qual o arame é alimentado ao arco determina a corrente de soldagem. Se a taxa
a
)
b
)
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59
de alimentação do eletrodo é modificada, a máquina de soldagem ajusta-se
automaticamente para manter a voltagem do arco pré-fixada (AWS, 1991).
Segundo Martínez e Pérez (2000), na soldagem com proteção gasosa, o gás que
promove uma barreira de isolamento para proteger o eletrodo, o arco e o banho de fusão do
ar circundante pode ser inerte (argônio, hélio), ativo (dióxido de carbono, hidrogênio) ou
misturas desses. Na versão de soldagem autoprotegida, a proteção do banho é obtida como
resultado da vaporização dos ingredientes do núcleo que levam ao deslocamento do ar e
pela composição dos minerais produtores de escória (desoxidantes e desnitrificantes) e
carbonatos que a altas temperaturas se decompõem formando o CO
2
necessário para
efetivar a proteção.
As principais vantagens da utilização de arames autoprotegidos se devem à
possibilidade de se obter depósitos com elevado teor de elementos de ligas e a baixo custo,
à sua elevada produtividade e ao enchimento de juntas irregulares. Por outro lado, as suas
maiores restrições referem-se à produção de grande volume de gases e fumos que
requerem eficiente sistema de exaustão, além da desuniformidade e aparência irregular dos
cordões (Martínez e Pérez, 2000).
A soldagem com arame tubular possui inúmeras semelhanças com relação ao
processo MIG/MAG no que diz respeito aos equipamentos e princípios de funcionamento.
Este fato lhe permite compartilhar o alto fator de trabalho e a taxa de deposição
característicos da soldagem MIG/MAG. Por outro lado, através da soldagem com arames
tubulares é possível obter a alta versatilidade da soldagem com eletrodos revestidos no
ajuste de composição química e facilidade de trabalho em campo (AWS, 1991).
Kannan e Murugan (2006) acrescentam que o processo Arame Tubular tem sido
preferido pelo setor industrial devido às seguintes características: alta taxa de deposição,
especialmente para soldagens fora da posição plana; maior versatilidade que o processo
Arco Submerso; requer menor habilidade que o processo MIG/MAG; apresenta maior
produtividade que o processo Eletrodo Revestido, além da boa aparência da solda, bom
padrão de qualidade radiográfica e mínimo desperdício de eletrodo.
Aloraier, Ibrahim e Thomson (2006) citam ainda que com o processo Arame Tubular
totalmente automático pode-se ter também custos inferiores aos outros processos
comumente utilizados, devido à sua alta taxa de deposição, quando se alia a adição de
fluxos à simplicidade do processo MIG/MAG. Entretanto, para Svensson (1994), apesar dos
arames tubulares terem vantagens quanto à elevada produtividade, penetração e qualidade
do metal de solda e redução de respingos (dependendo do tipo de gás de proteção e do
modo de transferência), a substituição dos arames sólidos pelos arames tubulares se
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60
justifica principalmente pela mudança nas propriedades da solda, já que os arames sólidos
são mais baratos.
A densidade de corrente dos arames tubulares é, segundo Svensson (1994), muito
maior que nos arames maciços porque a corrente percorre uma secção transversal muito
menor nos primeiros. É possível, ainda, usar distância bico de contato-peça (DBCP)
superior, o que provoca o aquecimento do eletrodo por efeito joule, contribuindo para a alta
taxa de fusão e alta produtividade do processo. Segundo a AWS (1991), a DBCP para
arames autoprotegidos pode variar de 19 a 95 mm.
O enchimento do núcleo do arame tubular é feito principalmente com pó de ferro,
elementos ligantes e desoxidantes, produzindo os “Metal Cored Wires” que tem como fluxo
somente pó metálico; usando minerais similares aos usados nos eletrodos revestidos,
produzem-se os “Flux Cored Wires”, os quais podem ser básicos ou rutílicos, mas sem a
necessidade de utilização de silicatos, o que proporciona baixo nível de hidrogênio, menos
de 10ml/100g para os rutílicos e menos de 5ml/100g para os arames básicos; os arames
autoprotegidos (“Self-shielded wires”) podem ser do tipo rutílico, para a soldagem de chapas
finas em alta velocidade, ou do tipo básico, para a soldagem de chapas grossas. Para
possibilitar a autoproteção do arco esses arames contêm desoxidantes extras
(frequentemente alumínio) e elementos formadores de gases, além de materiais formadores
de escória, minerais e ferro-ligas. Em função disso podem ser utilizados sem gás de
proteção, em aplicações em campo, mas geram maior quantidade de fumos que os arames
com proteção gasosa (Svensson, 1994).
Segundo Fortes (2004), os ingredientes do fluxo promovem a estabilidade do arco,
influenciam nas propriedades mecânicas do metal de solda, bem como no perfil e geometria
do cordão. Os cordões podem ser mais largos e com melhor perfil que os produzidos por
arames sólidos, como ilustrado na Fig. 2.31. Isso ocorre porque o arco de soldagem dos
arames tubulares é, geralmente, mais largo. As gotas espalham-se e criam uma área de
projeção maior, distribuindo a energia de soldagem mais uniformemente. A penetração dos
arames tubulares tem uma forma mais rasa, porém mais larga, possibilitando uma tolerância
maior para desalinhamentos da tocha em relação à junta e reduzindo o risco de defeitos de
falta de fusão.
Para a obtenção de maiores informações quanto ao processo Arame Tubular,
sugere-se a consulta à bibliografias como AWS (1991), Marques (1991), Svensson (1994),
Martinez e Perez (2000), Araújo (2004), Fortes (2005), dentre outras.
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61
Figura 2.31 – Comparação entre os perfis de cordões de solda efetuados com arames
sólidos (maciços) e tubulares (Fortes, 2004).
2.10.1. Transferência metálica de arames tubulares
A transferência metálica pode ser definida como o transporte de gotas metálicas da
ponta do eletrodo à poça de fusão, sendo que o tamanho e a característica dessas gotas
definem diferentes modos de transferência. Além disso, a forma pela qual o metal fundido
transfere-se da ponta do arame eletrodo para a poça de fusão influencia diversos aspectos
operacionais da soldagem. Em particular, o nível de respingos e fumos, a capacidade do
processo ser utilizado fora da posição plana, o formato do cordão e, enfim, a estabilidade e
o desempenho operacional do processo. Dependendo das condições de soldagem e do
processo utilizado pode-se observar diferentes modos de transferência metálica. Várias
técnicas são utilizadas para investigar os modos de transferência metálica na soldagem,
destacando-se dentre estas, o sistema de "Shadowgrafia" por laser com uma câmara de
vídeo de alta velocidade (1000 a 14000 quadros por segundo). As investigações levaram à
classificação de 12 tipos de transferência metálica observadas no processo MIG/MAG, feita
pelo IIW - "International Institute of Welding". Classicamente, contudo, consideram-se quatro
formas básicas de transferência: curto-circuito (CC), globular (GL) e goticular ou “spray”
(GT) e goticular com elongamento (GTE) (Scotti, 2000; Modenesi, 2001; Ferraresi,
Figueiredo e Hiap Ong, 2003).
Muito embora possa ser verificada a incidência de modos “puros” de transferência
para essas duas classes, muitos outros modos podem coexistir com características desses
modos “puros”, caracterizando-se como modos mistos. Tais modos de transferência
ocorrem nas regiões que delimitam os modos “puros”, seria uma fase de transição de um
tipo de transferência a outro. Tais modos ainda podem ser passíveis de mudança em função
do gás de proteção utilizado na soldagem (Scotti, 2000; Luz et al, 2004).
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62
A transferência metálica que ocorre nos processo de alimentação contínua seria
classificada em duas categorias, sendo elas a transferência gerada por curto-circuito e a
gerada por vôo livre. Essas duas classes de transferência podem ainda ser classificadas
segundo o modo como a gota formada na extremidade livre do arame é direcionada e
transferida à poça de fusão (Modenesi, 2001).
O mapeamento dos modos de transferência metálica visa estabelecer os contornos
da transferência em termos de variáveis de soldagem, tais como, tensão e/ou comprimento
do arco, corrente e/ou velocidade de alimentação. A transferência metálica pode ser
determinada por métodos, tais como, nível de respingo, e dados do arco de soldagem, como
som, sistema de imagem a laser, inspeção visual direta, grau de luminosidade e aquisição
de dados referentes aos sinais de corrente e tensão (Lin, Li e Simpsom, 2001).
Muitos estudos têm sido feitos nos últimos anos quanto à transferência metálica de
arames maciços. Entretanto, menos trabalhos são encontrados na literatura quanto à
transferência metálica de arames tubulares, onde a maior ênfase é dada aos arames
tubulares com proteção gasosa, como os trabalhos de Luz, Bálsamo e Ferraresi (2005),
Starling e Modenesi (2005); Izutani et al (2006). No caso dos arames tubulares
autoprotegidos os dados na literatura são ainda mais restritos, denotando uma área
bastante promissora para estudos.
Comparando a transferência metálica do processo MIG/MAG com a do Arame
Tubular a literatura corrente considera este último a mais complicada de se estudar devido
às interações fluxo/metal. Além disso, a área metálica da seção transversal de um arame
tubular é muito menor que a área de um arame maciço de mesmo diâmetro. Isso leva a uma
densidade de corrente muito alta para as mesmas condições de soldagem e acarreta em
uma maior sensibilidade dos parâmetros de soldagem para a determinação dos seus modos
de transferência (Wang, Liu and Jones, 1995).
Segundo Modenesi (2001), como o fluxo nos arames tubulares fica localizado no
interior da parte metálica do arame e sendo esta a responsável pela condução da maior
parte da corrente elétrica até o arco, a qual ocorre externamente ao fluxo, as condições de
fusão são menos favoráveis que em outros processos. Portanto, a forma de transferência
tem forte dependência das características do fluxo, como ocorre no processo de soldagem
com arco submerso e com eletrodos revestidos. Arames do tipo “metal cored” com núcleo
de pó metálico e com poucas adições não metálicas se comportam de forma similar aos
arames maciços. A presença de adições capazes de estabilizar o arco, na soldagem com
eletrodo negativo, possibilita a operação com transferência não repulsiva. Arames rutílicos
operam normalmente a altas correntes com transferência “spray” projetado não axial,
enquanto nos arames básicos predomina a transferência globular não axial em correntes
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63
elevadas e curto-circuito com correntes menores. Por outro lado, nos arames tubulares
autoprotegidos, as transferências por curto-circuito e globular repulsivas são mais
características.
Luz, Bálsamo e Ferraresi (2005) investigaram a transferência metálica de um arame
tubular com proteção gasosa, com dois tipos de gases de proteção, respectivamente,
argônio com 2% de oxigênio (Ar+2%O
2
) e Ar+5%O
2
. A Fig. 2.32 ilustra o modo de
transferência globular repulsiva e o modo globular-goticular, obtidos pelos autores.
Figura 2.32 – Modos de transferência do arame tubular com proteção gasosa: a)
transferência globular repulsiva (GL-RE) e b) transferência globular-goticular (GL-GT) (Luz,
Bálsamo e Ferraresi, 2005).
Starling e Modenesi (2005) estudaram a transferência metálica de arames tubulares
do tipo básico, rutílico e “metal cored”, com dois tipos de gases de proteção,
respectivamente CO
2
puro e argônio (Ar) com 25% de CO
2
. Concluíram que, de uma forma
geral, o aumento na corrente de soldagem resulta em redução no tamanho médio das gotas
de metal e em um aumento na freqüência de destacamento das mesmas.
Para o arame básico na soldagem com os dois gases, a transferência metálica é do
tipo globular repulsiva para menores níveis de corrente. Para maiores níveis de corrente, a
transferência de metal se mantém globular repulsiva na soldagem com CO
2
e passa a ser
globular, na soldagem com Ar+25%CO
2
. Também nota-se, na soldagem com os dois gases,
a formação de uma coluna de fluxo projetada em direção à poça. Na soldagem com CO
2
, o
aumento da corrente torna o processo mais instável, com várias gotas sendo repelidas para
longe da poça de fusão. A Fig. 2.33 ilustra a projeção da coluna de fluxo em direção à poça.
a
)
b
)
Revisão Bibliográfica
64
Figura 2.33 – Imagens de transferência metálica de arame tubular do tipo básico e gás de
proteção 100% de CO
2
(Starling e Modenesi, 2005).
Segundo Starling e Modenesi (2005), na soldagem com os dois gases (CO
2
puro e Ar
com 25% de CO
2
), o arame rutílico apresentou transferência metálica do tipo globular com a
formação de uma coluna de fluxo projetada em direção à poça, sendo que na soldagem com
Ar+25%CO
2
para valores mais baixos de corrente, essa coluna de fluxo em vários
momentos toca a poça de fusão antes de se quebrar e se transferir para a mesma.
Na soldagem com o arame “metal cored”, nota-se que o metal fundido (proveniente
da fita metálica) está intimamente misturado ao fluxo do arame (constituído por adições
metálicas). Na soldagem com CO
2
, a transferência é do tipo globular repulsiva, enquanto na
soldagem com Ar+25%CO
2
, para valores mais baixos de corrente, a transferência é do tipo
globular com a presença de alguns curto-circuitos. Para valores intermediários de corrente,
além da redução no diâmetro médio da gota (passando a ser similar ao do eletrodo)
observa-se que a transferência ocorre de forma axial com um pequeno empescoçamento do
arame, indicando que a mesma é similar ao modo “spray” projetado. Para maiores valores
de corrente, o diâmetro médio da gota diminui e já se nota a formação de um pequeno
filamento na ponta do eletrodo, indicando que um aumento subseqüente na corrente poderia
mudar a transferência para “spray” em fluxo. A Fig. 2.34 apresenta detalhes da transferência
metálica do arame “metal cored” com dois gases de proteção, em soldagem com corrente
de 240 A (Starling e Modenesi, 2005).
Segundo o estudo de Izutani et al (2006), a classificação dos modos de transferência
na soldagem com arame tubular pode obedecer ao sistema de classificação tradicional da
soldagem MIG-MAG, introduzido pelo IIW. Verificaram que na soldagem com arame tubular
do tipo básico, na polaridade direta (eletrodo negativo) e proteção com CO
2
ou Ar+20%CO
2
predominam a transferência de gotas explosivas. Com o aumento da corrente de soldagem,
as gotas tendem a serem transferidas mais violentamente, mas sem mudar o modo de
transferência. No caso da proteção com CO
2
,
o tamanho das gotas transferidas é maior com
arame maciço, seguida do arame “metal cored” e do arame rutílico.
Revisão Bibliográfica
65
Figura 2.34 – Imagens de transferência metálica de arame tubular do tipo “metal cored”, com
corrente de 240 A e dois gases de proteção (Starling e Modenesi, 2005).
Por outro lado, o modo de transferência por curto-circuito é mais facilmente obtido
com arame maciço, seguida do rutílico e “metal cored”. A forma de transferência da gota no
arame maciço e tubular difere entre si, pois no segundo, com destaque ao arame rutílico, a
gota tende a transferir para a poça de fusão através da coluna de fluxo e girando em torno
desta, como pode ser observado nos primeiros quadros da Fig. 2.35.
Figura 2.35 – Aspectos da transferência metálica de arames tubulares de 1,2mm: rutílico
(350A) e “metal cored” (300A) com proteção de Ar+20%CO
2
. Intervalo entre quadros de 1ms
Izutani et al (2006).
2.10.2. Aplicações de revestimentos com arames tubulares
Diversos trabalhos têm sido publicados nos últimos anos tratando da aplicação de
arames tubulares na indústria em geral. De forma especial alguns autores abordam a
utilização desse processo na soldagem de revestimentos protetores, como Martins Filho
Revisão Bibliográfica
66
(1995), Hernandez (1997), Ignoto e Baldomir (2003), Santos et al (2005), Kannan e Murugan
(2006), Sapate e Ramarao (2006), Aloraier, Ibrahim e Thomson (2006), dentre outros.
Martins Filho (1995) utilizou um arame tubular com proteção gasosa, composto por
0,77% C; 8,2% Cr; 2% Mn; 0,50% Si e 0,32% V, desenvolvido para aplicações de desgaste
abrasivo, o qual foi aplicado em camada única em aço 1015. Concluiu que os melhores
resultados de resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão foram obtidos pelos ensaios
com menor aporte térmico, isentos de trincas e com microestrutura com alto teor de
austenita.
Em um estudo de Hernandez (1997) foram utilizados dois tipos de arames tubulares
para solicitações de resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão, aplicados em aço
1015, em monocamadas. Das microestruturas obtidas, a de maior resistência à abrasão foi
o carboneto primário numa matriz eutética de carbonetos mais austenita. Além disso, a liga
com maior teor de Cr e C proporcionou os melhores resultados de resistência ao desgaste.
Isso teria ocorrido pelo aumento da fração volumétrica dos carbonetos e pela diminuição da
largura das dendritas de austenita, as quais ficaram menos expostas à ação das partículas
abrasivas.
Devido ao aumento da demanda de álcool nos últimos anos, as usinas vêm
investindo cada vez mais em processos de revestimento anti-desgaste de melhor
desempenho e maiores taxas de deposição. Além dessas características, o processo com
arames tubulares tem proporcionado maior uniformidade do revestimento e redução da
mão-de-obra, principalmente em processos automatizados de aplicação em camisas de
moendas. A Tab. 2 ilustra comparativamente os dados de revestimento em camisa de
moenda com o processo eletrodo revestido e arames tubulares, onde se observa a
supremacia do segundo processo quanto aos itens avaliados (Santos et al, 2005).
Tabela 2.2 – Dados comparativos de revestimento em camisa de moenda com eletrodo
revestido de 3,2 mm e arame tubular de 1,6 mm (Santos et al, 2005).
Processo de
soldagem
Parâmetros de desempenho
T
dep
(kg/h) R
d
(%) P
cons
(kg) t
rev
(h)
Eletrodo revestido 0,7 70 190 270
Arame tubular 3,5 95 140 40
Onde: T
d
= taxa de deposição; R
d
= rendimento de deposição; P
cons
= peso do consumível
utilizado (arame ou eletrodo); t
rev
= tempo para aplicação do revestimento.
Santos et al (2005) afirmam, ainda, que em aplicação de revestimento similar, com
eletrodo de 5,0 mm e arame tubular de 2,8 mm, a superioridade do segundo foi ainda maior,
Revisão Bibliográfica
67
ou seja, o arame tubular gastou apenas 15% do tempo para efetuar a mesma aplicação e a
resistência ao desgaste do revestimento foi 160 % superior. A explicação para essa
vantagem na resistência estaria relacionada ao maior tamanho das gotas depositadas aliada
à melhor ligação no ferro fundido.
Ignoto e Baldomir (2003) avaliaram procedimentos para a soldagem de revestimento
duro com o processo Arame Tubular a arco pulsado e verificaram que a transferência
metálica era muito irregular e que se gerava grande quantidade de gotas por pulso de
diferentes tamanhos, geralmente maiores que o diâmetro do arame. O acabamento
superficial era bastante satisfatório, produziam-se poucos respingos e a penetração,
diluição, dureza e microestrutura dos depósitos cumpriam as especificações do fabricante e
atendiam às especificações do código ASME e AWS. Entretanto não fazem referência às
especificações.
Sapate e Ramarao (2006) avaliaram o comportamento de desgaste erosivo de
revestimento duro de ferro fundido ao alto cromo soldados com arames tubulares, com
ênfase no efeito da partícula erodente sob aspectos microestrutrais da liga. Já Kannan e
Murugan (2006) enfatizaram o efeito dos parâmetros de soldagem do processo Arame
Tubular na qualidade do revestimento “cladding” de aços inoxidáveis duplex. Os dados
obtidos pelos autores quanto aos parâmetros geométricos do revestimento e diluição podem
ser extrapolados para a soldagem de revestimento duro pela similaridade do efeito da
diluição nas propriedades dos dois tipos de revestimentos.
Aloraier, Ibrahim e Thomson (2006) estudaram o comportamento do processo arame
tubular em soldagem de revestimento, buscando evitar o uso de tratamento térmico pós-
soldagem, minimizando assim, a degradação das propriedades mecânicas que ocorrem
principalmente após a utilização de múltiplos tratamentos. Para isso efetuaram cordões de
solda com sobreposição variando de 0 a 100% e avaliaram a dureza e a microestrutura da
ZAC (Zona afetada pelo Calor). Concluíram que a sobreposição dos cordões variando de 50
a 70 % produzia maior refinamento dos grãos na ZAC, mas menor dureza nessa região
(22% menos) que com menor sobreposição.
Corrêa et al (2007) compararam o desempenho de ligas soldadas com arame tubular
autoprotegido, de Liga Fe-24,5Cr-4,85C (Liga A) com ligas Fe-10Cr-4,5C-2,5Ni-10,5Nb-3V
(Liga B) e verificaram que a segunda liga apresentou uma microestrutura que proporcionou
uma melhor combinação entre tenacidade e resistência ao desgaste abrasivo, em
comparação com a primeira. Isso foi atribuído à presença de pequenos carbonetos NbC
finamente distribuídos numa matriz composta de austenita retida e carbonetos M
3
C, além da
ausência de carbonetos M
7
C
3
grosseiros. A liga B apresentou menos desgaste no ensaio de
Revisão Bibliográfica
68
baixa tensão, mas não se observou diferença no desempenho das duas ligas no ensaio de
alta tensão.
Os autores (Corrêa et al, 2007) recomendam essa liga para aplicações em
componentes sujeitos ao desgaste abrasivo, ao impacto leve e/ou vibrações. Entretanto,
acredita-se que essa recomendação se baseia apenas em aspectos microestruturais do
revestimento, já que os seus ensaios foram realizados em abrasômetro Roda de Borracha e
Pino sobre Disco, os quais não simulam condições de impacto, mas apenas o desgaste
abrasivo de baixa tensão e de alta tensão, respectivamente.
Em outro trabalho de Corrêa et al (2006) avaliou-se o desempenho da liga Fe-
15,3Cr-5,5C-7,8W-7,6Nb-4,2Ti-0,2V (Liga C) a partir da soldagem com arame tubular
autoprotegido, quanto à resistência ao desgaste abrasivo de baixa e alta tensão. Verificou-
se que a utilização de elementos de liga formadores de carbonetos complexos FeWTiC
como reforço numa matriz eutética resultou numa microestrutura com excelente resistência
ao desgaste abrasivo, principalmente a alta tensão, muito superior à liga “A” e “B” avaliadas
anteriormente por Corrêa et al (2007). Quanto à resistência ao desgaste abrasivo de baixa
tensão, este foi menor para a “B”, seguida da liga “C” e da liga “A”, com maior desgaste.
CAPÍTULO III
PROCEDIMENTOS EXPERIMENTAIS
Com o objetivo de facilitar a compreensão do presente trabalho, bem como permitir
que outros pesquisadores possam repetir integralmente os testes e os experimentos
realizados, facilitando a comprovação dos resultados obtidos, serão descritos a seguir, os
critérios de escolha da empresa parceira para a avaliação do desgaste em situação real de
trabalho, os equipamentos, os materiais e consumíveis e a metodologia utilizada.
3.1. Escolha da empresa parceira
Tendo em vista que se desejava aplicar em campo, os resultados de desgaste
obtidos em laboratório com o presente trabalho, tornava-se importante firmar parceria com
uma indústria sucroalcooleira de forma a tornar possível essa metodologia.
Em função da grande expansão que se observa do setor sucroalcooleiro em direção
ao Centro-oeste do Brasil, foram feitas visitas em diversas usinas de açúcar e destilarias de
álcool do estado de Goiás com o objetivo de conhecer a realidade tecnológica do setor no
que se refere à operação e manutenção dos equipamentos de processamento da cana-de-
açúcar. Além disso, buscava-se identificar “in loco” os equipamentos ou ferramentas mais
afetadas pelo desgaste e obter informações quanto à vida útil dos equipamentos e
ferramentas, ciclos de paradas programadas para manutenção, processos e técnicas
envolvidas na recuperação de peças desgastadas, dentre outros.
Verificou-se que, dentre os principais equipamentos, as moendas já são capazes de
operar por toda a safra graças ao revestimento duro aplicado preventivamente e à soldagem
de “salpico” (solda efetuada nas laterais dos frisos das moendas para aumentar a “pega” do
bagaço) efetuada de forma contínua durante a produção. Por outro lado, o picador e o
desfibrador são equipamentos responsáveis pelas paradas programadas mensais para
Procedimentos Experimentais
70
manutenção das mesmas e para a substituição das suas ferramentas, respectivamente, as
facas picadoras e os martelos desfibradores.
A substituição se faz necessária devido ao elevado desgaste das ferramentas pelo
contato com a cana-de-açúcar durante a preparação para a extração do caldo. O desgaste
das facas e dos martelos tem influência no índice de extração da sacarose, sendo que
quanto maior o desgaste, menor é a eficiência de extração. O fim de vida das ferramentas é
dado quando o índice de extração da sacarose atinge o limite mínimo estabelecido ou
quando ocorrem danos nos equipamentos (quebra de ferramentas, desgaste excessivo,
etc.) que comprometam a operacionalidade dos mesmos.
A destilaria usada para o desenvolvimento do trabalho, cujo parque industrial é
ilustrado pela Fig. 3.1, é considerada uma unidade sucroalcooleira de pequeno porte, que
apresentava capacidade de processar 4000 toneladas de cana por dia no início dos
trabalhos e que foi ampliada para 5500-6000 ton/dia a partir do ano de 2007. A indústria
apresentou alguns aspectos que orientaram a sua escolha como empresa parceira, como:
9 A distância de aproximadamente 50 km, o que facilitaria os deslocamentos para o
acompanhamento e monitoração do desempenho das ferramentas em testes;
9 O expressivo nível de desgaste apresentado pelos equipamentos e ferramentas
envolvidos na extração do caldo da cana-de-açúcar;
9 O relativamente pequeno ciclo de paradas programadas para a substituição dos
martelos e facas, o que permitiria a avaliação de desempenho de maior número de
ferramentas durante os 7 meses de safra. Isso porque durante a entressafra (meses de
dezembro a abril) não é possível fazer esta avaliação, pois as indústrias encontram-se
paradas e os equipamentos em processo de manutenção;
9 O interesse da empresa em colaborar para o desenvolvimento do trabalho, permitindo o
acesso aos equipamentos de produção, bem como, a posterior avaliação de
desempenho das ferramentas revestidas segundo os procedimentos orientados pelos
ensaios de laboratório;
9 A referida empresa utiliza um eletrodo revestido de comprovada eficiência na soldagem
de revestimento duro. Além disso, vem testando e progressivamente introduzindo um
tipo de arame tubular para a aplicação de revestimento anti-desgaste em facas
picadoras e martelos desfibradores, sem, contudo ter uma avaliação mais criteriosa do
seu desempenho.
Procedimentos Experimentais
71
Figura 3.1 – Parque industrial da unidade sucroalcooleira.
3.2. Equipamentos
Serão descritos os equipamentos de soldagem, a bancada de soldagem, o
dispositivo de fixação e o sistema de aquisição de dados de soldagem utilizados durante a
realização dos experimentos, conforme ilustração feita na Fig 3.2.
3.2.1. Fonte de soldagem
Para a realização dos testes de soldagem, foi utilizada uma fonte eletrônica multi-
processo (vide Fig. 3.2), com recursos para operar com os processos a arco elétrico com
Processamento da cana
Depósito
de cana
Destilaria
Procedimentos Experimentais
72
eletrodos revestidos, MIG/MAG (convencional ou pulsado), arame tubular e TIG, a qual
possui as seguintes características: corrente contínua constante ou pulsada; ajuste no modo
tensão constante, corrente constante ou modo misto; ajuste de indutância; corrente máxima
de 600 A (nominal de 450 ampères para um fator de carga de 100 %) e tensão em vazio de
64 V. Para a realização dos testes, a fonte foi ajustada para soldar com o processo
MIG/MAG convencional (modo de tensão constante).
Figura 3.2 – Visualização dos equipamentos de soldagem: Fonte de soldagem (1); cabeçote
alimentador de arame (2); tocha (3); dispositivo de deslocamento automático da tocha -
DDAT (4); chapa de testes (5); dispositivo de fixação da chapa de testes (6); bancada de
soldagem (7); porta da bancada com filtro de proteção (8); micro-computador (9); controle do
DDAT (10); sistema de exaustão (11);
3.2.2. Alimentador de arame
Foi utilizado um alimentador de arame equipado com dois conjuntos de roletes
recartilhados de impulsão, próprios para a soldagem com arame tubular. O alimentador foi
montado sobre a fonte de soldagem a uma altura de 1,70 m, de forma a garantir uma
curvatura mais suave da tocha, permitindo assim, menor restrição ao movimento de
4
2
1
8
6
3
5
10
7
9
11
Procedimentos Experimentais
73
alimentação do arame. Isso foi necessário para se evitar problemas de deslizamento do
rolete face à utilização de baixa compressão dos mesmos sobre os arames tubulares.
3.2.3. Tocha de soldagem
Foi utilizada uma tocha reta automática com capacidade de até 400 A, com extensão
de 2 metros, refrigerada a água e equipada com conduite de aço.
3.2.4. Bancada de soldagem
Foi construída uma bancada especialmente para a realização deste trabalho. Isso foi
importante devido à soldagem com arames tubulares autoprotegidos que geravam grande
quantidade de gases e fumos durante a soldagem, requerendo a operação em ambiente
fechado e dotado de sistema de exaustão. A bancada tem dimensões de 600 mm de largura
por 1000 mm de comprimento e 2000 mm de altura, sobre a qual foi adaptada uma coifa
com um sistema de exaustão. A câmara de soldagem com duas portas frontais, envolta com
vidros transparentes e dotada de filtros para proteção do operador contra a radiação do arco
(vide Fig. 3.2).
Sobre a mesa foi montado o dispositivo de fixação das chapas de testes, bem como,
o de deslocamento automático da tocha (DDAT). Esse dispositivo, com ajuste de
deslocamento variando de 0 a 160,0 cm/min permite a realização de soldagem automática
(com a chapa de teste fixa) de forma a se manter uma regularidade na execução dos
experimentos e eliminar a influência da habilidade do soldador na qualidade da solda. Além
disso, a possibilidade de ajuste da velocidade de soldagem com uma casa decimal tornava
possível a realização de testes com a deposição de mesmo volume de metal por
comprimento de solda, apesar da variação da velocidade de alimentação do arame. A
bancada foi cuidadosamente nivelada para se evitar que inclinações das chapas de testes
viessem a influenciar nos resultados.
3.3. Materiais e consumíveis
3.3.1. Metal de base
Os testes para análise de soldabilidade dos arames, identificação dos modos de
transferência metálica, avaliação do desempenho (diluição, rendimento de deposição e
parâmetros geométricos) e para o revestimento das chapas de testes de onde se extraiu os
corpos de prova para a avaliação de desgaste foram realizados em chapa de aço carbono
Procedimentos Experimentais
74
ABNT 1020 com dimensões de 12,7 x 50,8 x 200 mm. As soldas foram efetuadas na
posição plana (simples deposição), com a tocha na vertical, formando um ângulo de 90
o
com
a superfície da chapa.
3.3.2. Consumíveis
Foram realizados estudos para se identificar os principais consumíveis disponíveis
no mercado para a aplicação de revestimentos duros. Além disso, as visitas realizadas em
diversas usinas de açúcar e destilarias de álcool permitiram identificar os consumíveis mais
utilizados pelo setor sucroalcooleiro. Em seguida, após uma visita à empresa líder no
mercado no fornecimento de consumíveis para revestimento duro, definiu-se a partir de
sugestão da mesma, pela utilização de três arames tubulares autoprotegidos de 1,6 mm de
diâmetro, apresentados na Tab. 3.1.
Tabela 3.1 – Dados dos consumíveis utilizados.
Cons
Dureza
HRc
Composição química nominal (%)
C Cr Mn Si S P Nb Mo Ti
AT-FeCrC 59-61 4,110 23,100 0,520 0,200 0,000 0,000 - - -
AT-FeCrC+Nb 57-65 4,500 22,000 0,500 0,600 0,002 0,001 6,500 - -
AT-FeCrC+Ti 52-64 1,800 7,500 0,840 0,500 0,018 0,027 - 1,500 5,260
ER1
58-63 5,100 44,00 0,750 1,250 0,025 0,035 - - -
Onde: Cons= tipo de consumível; AT= arame tubular; ER1= eletrodo revestido de liga
FeCrC, com diâmetro de 4,0 mm.
O arame de liga FeCrC, a mais tempo no mercado, tem sido utilizado para a
aplicação de revestimentos duros por empresas do setor mineral e sucroalcooleiro. Nesse
último, para o revestimento de diversos equipamentos, mas principalmente de facas e
martelos desfibradores de cana-de-açúcar. Os outros dois arames, recentemente lançados
no mercado, são igualmente recomendados para a aplicação citada. A diferença entre os
mesmos é determinada pelos diferentes teores de carbono, cromo, silício e manganês, além
da adição de nióbio, no segundo, e a adição de titânio e molibdênio, no terceiro, como pode
ser vista na composição nominal fornecida pelo fabricante.
Além dos arames tubulares, foi utilizado um eletrodo revestido de liga FeCrC, (vide
Tab. 3.1) considerado o líder de mercado na aplicação de revestimento duro nos
equipamentos citados e amplamente utilizado pelas unidades sucroalcooleiras visitadas. O
objetivo da sua utilização foi o de permitir uma análise comparativa do desempenho dos
Procedimentos Experimentais
75
arames tubulares, tomando-se como referência uma liga considerada de bom desempenho.
Doravante, visando simplificar a notação, os consumíveis serão referidos como FeCrC, +Nb,
+Ti (que tem ainda a adição de Mo) e ER1, respectivamente.
3.4. Metodologia
3.4.1. Definição da região de trabalho via modos de transferência metálica
Inicialmente foram realizados ensaios de soldagem com os arames tubulares para
definir a DBCP a ser utilizada, visando ter uma condição estável, mas ao mesmo tempo, de
melhor produtividade. Em seqüência foram realizados estudos para se definir a região de
trabalho e os respectivos parâmetros de soldagem. Isso foi feito a partir da identificação dos
modos de transferência metálica e da construção de mapas de tensão x velocidade de
alimentação, para os arames tubulares.
A identificação dos modos de transferência metálica foi feita a partir da análise dos
oscilogramas de corrente e tensão e das imagens da operação de soldagem, obtidas pela
técnica de “Shadowgrafia”. A técnica consiste de um instrumental, ilustrado pela Fig.3.3,
formado por um cabeçote laser (1), um conjunto de lentes (2 e 3), uma câmera de filmagem
de alta velocidade (4) que permite obter a sombra da gota em movimento, um monitor de
vídeo (5), além de dois computadores para a aquisição dos sinais de corrente e tensão. As
filmagens foram efetuadas com velocidade de 2000 quadros por segundo (0,5 ms/quadro),
permitindo, assim, visualizar os aspectos de formação e transferência da gota metálica.
Essa técnica foi amplamente discutida em diversos trabalhos, como Vilarinho (2000), dentre
outros.
Figura 3.3 – Equipamentos de filmagem
1
2
3
4 5
Procedimentos Experimentais
76
3.4.2. Construção dos corpos de prova
Após a definição da região de trabalho (modos de transferência e parâmetros de
soldagem) diversos ensaios de soldagem foram realizados visando avaliar o desempenho
dos arames em termos de variáveis qualitativas pertinentes ao processo de revestimento
duro, como rendimento de deposição, diluição, estabilidade do arco, parâmetros
geométricos do cordão, etc.
Os cordões de solda foram efetuados com dimensões de 150 mm no centro das
placas de testes (de 200 mm de comprimento), iniciados e terminados a 25 mm das
extremidades. Os corpos de prova para a avaliação da diluição e da geometria do cordão de
solda foram retirados com 100 mm de comprimento, no centro dos cordões, descartando-se
25 mm iniciais e finais. As extremidades dos corpos de prova (na seção transversal) foram
retificadas e atacadas quimicamente com Nital 4% por 30 segundos, com a finalidade de
destacar o contorno dos cordões de solda. Devido à composição química bastante distinta
em relação ao metal base, não houve a necessidade de preparação mais apurada, como
lixamento e polimento, para se efetuar a análise macrográfica, como pode ser comprovado
pela observação da Fig. 3.4a.
3.4.3. Constante de deposição
Na realização dos testes de soldagem, foi mantida uma constante de deposição (C
d
) ao
longo do comprimento do cordão de solda, ou seja, uma relação entre a velocidade de
alimentação do arame eletrodo e a velocidade de soldagem (V
alim
/V
sold
=20). Isso foi feito com
o objetivo de manter um referencial constante entre os testes, bem como, evitar que
qualquer diferença na quantidade de material depositado por comprimento de solda
interferisse na análise dos resultados. Além disso, após ensaios para se avaliar o seu efeito
na soldagem com esse tipo de arame quando da soldagem no modo curto-circuito com a
fonte utilizada, a indutância de subida (ks) e indutância de descida (kd) foi mantida
constante para todos os testes, com valor igual a 20.
3.4.4. Avaliação dos parâmetros de desempenho
Em seqüência serão apresentados os parâmetros de soldagem dos testes realizados
para avaliar o desempenho operacional dos arames, bem como, os métodos de avaliação
dos parâmetros de desempenho.
Procedimentos Experimentais
77
3.4.4.1. Parâmetros geométricos do cordão de solda
Os parâmetros geométricos do cordão de solda, largura, reforço, penetração e as
áreas para se determinar a diluição, ilustradas na Fig. 3.4b, foram medidos no Auto-CAD
após a obtenção de imagens digitais do perfil do cordão com câmera fotográfica digital.
Figura 3.4 – Preparação para análise macrográfica (a) e ilustração dos parâmetros
geométricos dos cordões de solda, área fundida (S
fund
) e área adicionada (S
ad
) – (b).
A calibração do programa Auto-CAD para fazer a medição a partir de uma imagem
fotográfica foi feita tomando-se como referência a medida de uma dimensão conhecida na
imagem (medida real – M
r
). Para isso faz-se a medida com o Auto-CAD dessa dimensão
conhecida, como por exemplo, a espessura, o comprimento da peça ou algum detalhe cuja
dimensão possa ser mensurada e perfeitamente visualizada na imagem. A escala de
calibração (X) é obtida pela relação entre o valor da medida real e o valor obtido com o
Auto-CAD da medida conhecida (M
c
), através da Eq. 1. Após a alimentação do programa
com a nova escala, este se encontra hábil para efetuar as medidas de interesse na imagem,
tanto medidas lineares quanto de área. Cada nova imagem requer a repetição dos
procedimentos de calibração.
X= M
r
/ M
c
(3.1)
3.4.4.2. Diluição
A avaliação dos níveis de diluição (D
il
) foi obtida através da relação entre a área
fundida (S
fund
), abaixo da superfície da chapa e a área total do cordão de solda, formada
pela soma entre as áreas adicionada (S
ad
) e fundida, pela utilização da Eq. 3.2 e conforme
ilustrado pela Fig. 3.4. Para isso, as chapas de testes foram cortadas transversalmente ao
cordão de solda a 100 mm do início da solda. A seção transversal foi retificada, lixada e
atacada quimicamente para destacar os contornos do cordão para, em seguida, serem
a) b)
Procedimentos Experimentais
78
fotografadas com uma câmera digital com resolução de 7,2 megapixel adaptada ao
dispositivo ilustrado pela Fig. 3.5. As imagens foram trabalhadas no Auto-CAD para a
determinação das áreas citadas.
100×
+
=
fundad
fund
il
SS
S
D
(%) (3.2)
Figura 3.5 – Dispositivo fotográfico.
3.4.4.3. Rendimento de Deposição
A determinação do rendimento de deposição foi feita através da Eq. 3.3, pela relação
entre a massa de arame-eletrodo depositada (M
d
), ou seja, a massa efetivamente
incorporada ao cordão de solda e a massa alimentada durante a operação de soldagem. A
massa depositada foi obtida através da pesagem das chapas de teste antes e após a
soldagem, sendo esta última efetuada após cuidadosa limpeza e remoção dos respingos
aderidos sobre a superfície da chapa e do cordão para evitar que os mesmos
influenciassem nos resultados. A massa alimentada foi determinada pelo produto do
comprimento de arame alimentado durante a soldagem (L
a
) e sua densidade linear (d
l
).
%100×
×
=
la
d
d
dL
M
R
(3.3)
Para a determinação do comprimento L
a
, a bobina de arame-eletrodo foi disposta a
aproximadamente 5 m do alimentador de arame; o arame, após ajustado na tocha na
posição de início da solda, foi marcado com uma fita em um ponto de referência fixo próximo
Procedimentos Experimentais
79
à bobina. Após a soldagem, foi medido o comprimento do arame, a partir do ponto de
referência fixo até o ponto-móvel marcado no arame com a fita, como ilustrado pela Fig. 3.6.
Figura 3.6 – Esquema do procedimento utilizado para determinar o comprimento do arame
alimentado.
3.5. Avaliação de desgaste em laboratório
Os ensaios de desgaste foram realizados utilizando-se um abrasômetro Roda de
Borracha (a seco), ilustrado pela Fig. 3.7, o qual é recomendado para simulação de
desgaste abrasivo de baixa tensão, seguindo as orientações da norma ASTM G65-00. As
condições fixas de ensaio foram:
¾ As dimensões das amostras foram de 10 x 25 x 55 mm;
¾ Disco de 12,7 x 228 mm;
¾ Anel de borracha com dureza de 60 Shore A (espessura de 12,7 mm);
¾ A areia Normal Brasileira n
o
100 (0,15 mm);
¾ Rotação do disco de 200 RPM;
¾ Tempo de ensaio de 10 min (ensaio tipo B);
¾ Carga de 130 N;
¾ Distância do ensaio de 1436 m;
¾ Sistema de refrigeração forçada do conjunto porta-amostra para minimizar o efeito
do aquecimento do contato com conseqüente melhoria da reprodutibilidade dos
testes.
¾ O desgaste foi avaliado em função da perda de peso dos corpos de prova pela
comparação entre o peso antes e após o ensaio, através da pesagem em balança
eletrônica com resolução de 10
-5
g. Antes da pesagem, as amostras foram
cuidadosamente limpas imersas em acetona, em equipamento de limpeza por ultra-
som e, em seguida, secas com ar quente.
Procedimentos Experimentais
80
Figura 3.7 – Abrasômetro Roda de Borracha utilizado para a realização dos ensaios de
desgaste.
3.6. Avaliação de desgaste em campo
3.6.1. Construção das facas
As facas foram construídas em aço ABNT 1020, com dimensões finais de 24 x 180 x
580 mm. As chapas foram cortadas com maçarico e, posteriormente, fresadas para a
obtenção do bisel ou gume com ângulo de 30
o
, na extremidade que entra em contato com a
cana durante a picagem. A função do gume é diminuir a área de contato com a cana,
facilitando a picagem e reduzindo a potência necessária para a execução da operação.
Apesar dessa denominação, o gume não possui uma afiação como em ferramentas de corte
convencionais, pois este não manteria o seu perfil, nem a afiação, durante os longos
períodos de trabalho. A Fig. 3.8 apresenta esboço com configuração e dimensões do bisel,
enquanto a Fig. 3.9 apresenta detalhes da sua construção que foi feita por fresamento para
garantir maior uniformidade da superfície para a aplicação do revestimento duro. Em campo,
quando da soldagem manual, essa operação geralmente é feita por chanframento com
maçarico oxiacetilênico e as ondulações da superfície são compensadas pelo soldador na
condução da tocha de soldagem.
Sistema de
Refrigeração
Abrasivo
Disco
Abrasivo
A
mostra
Carga
Procedimentos Experimentais
81
Figura 3.8 – Perfil e dimensões do bisel das facas.
Figura 3.9 – Detalhes da usinagem do bisel por fresamento.
3.6.2. Aplicação do revestimento duro
Os parâmetros de soldagem utilizados para a soldagem das facas picadoras foram
os mesmos definidos para a construção dos CPs de desgaste (serão apresentados
posteriormente, nos respectivos capítulos), já que um dos objetivos era verificar se os
resultados obtidos em laboratório, a partir das mesmas condições de soldagem, se
repetiriam em uma situação real de trabalho, quando o sistema tribológico é mais complexo.
O gume da ferramenta, área que entra em contato frontal com a cana e, por isso,
sofre desgaste mais acentuado, recebeu a aplicação de três cordões de solda sobrepostos
(três camadas). Na Fig. 3.10 observa-se a montagem para a aplicação do revestimento no
gume frontal, onde um pequeno tarugo foi previamente fixado para permitir a extinção do
arco fora da peça. Após a soldagem, esse tarugo foi removido para a aplicação do
revestimento no gume superior, utilizando-se do mesmo artifício. Nas faces do bisel ocorreu
a aplicação de apenas uma camada de solda.
Bisel frontal
Bisel superior
Procedimentos Experimentais
82
Figura 3.10 – Fixação da faca picadora para a aplicação do revestimento no gume.
Devido às características das ferramentas e à execução da soldagem na posição
plana, houve a necessidade de se realizar adaptações na bancada de soldagem para
permitir a fixação das facas em diferentes posições. Para isso, foram construídos
dispositivos de fixação que possibilitassem o posicionamento e fixação das ferramentas em
ângulos determinados de forma que a superfície a soldar ficasse na horizontal, como
ilustrado pela Fig. 3.11.
A Fig. 3.11a e 3.11b ilustram o posicionamento para a soldagem, respectivamente,
da face do bisel superior e da face do bisel frontal. Destaca-se que nessas regiões o
revestimento foi efetuado em camada simples, como se observou na maioria das usinas
visitadas durante a fase dos trabalhos preliminares. Na Fig. 3.11a observa-se, ainda, a
régua graduada utilizada para se fazer o ajuste do deslocamento transversal da tocha após
cada cordão para o ajuste do passo da solda (P), enquanto na Fig. 3.11b se observa
também o ângulo de inclinação da tocha de 15
o
(ângulo de posição).
3.6.3. Instalação das facas no picador
A montagem das ferramentas no picador foi feita durante a primeira parada depois
do início da safra, após o final do período chuvoso. As 12 facas deste trabalho,
três
revestidas com cada um dos quatro consumíveis listados na Tab. 3.1, foram instaladas para
avaliação juntamente com outras 48 facas construídas pela própria destilaria e não
avaliadas neste trabalho. Após a construção e revestimento, as mesmas foram balanceadas
individualmente pela adição ou retirada de material para evitar o desbalanceamento do
picador e, conseqüentemente, excessiva vibração do sistema.
Gume frontal
Gume
superior
A
rame
Tarugo
Procedimentos Experimentais
83
Figura 3.11 – Detalhes de fixação de faca picadora para a aplicação do revestimento na
face do bisel superior (a) e do bisel frontal (b).
Como se desejava instalar as 12 facas no picador dispondo duas por eixo e ao
mesmo tempo, as facas com cada consumível ocupando posição fixa nas extremidades e no
centro de cada eixo, estas foram numeradas segundo o tipo de consumível e de acordo com
a posição de montagem, conforme o esquema ilustrado pela Fig. 3.12. As facas de número
1.1, 1.2 e 1.3 referem-se ao arame FeCrC; a 2.1, 2.2 e 2.3, ao arame +Nb; a 3.1, 3.2 e 3.3,
ao arame +Ti, enquanto que a 4.1, 4.2 e 4.3, ao eletrodo revestido ER1.
A Fig. 3.12a mostra detalhe do picador para um observador posicionado
externamente (corte longitudinal), destacando a numeração dos eixos, enquanto a Fig.
3.12b mostra a distribuição das facas por eixo. Dessa forma, por exemplo, as facas
revestidas com o arame FeCrC foram assim distribuídas: facas 1.1 e 1.2, na lateral
esquerda (pos1) e no centro do eixo I (pos5), respectivamente, enquanto a faca 1.3 foi
posicionada na lateral direita do eixo II (pos10). No centro desse mesmo eixo (pos5) foi
montada também a faca 2.2 (arame +Nb), enquanto a faca 2.1 foi instalada na pos1 do eixo
III e assim, sucessivamente. A Fig. 2.4, no capítulo II (Revisão Bibliográfica), mostra vista
interna do picador, facilitando a compreensão do exposto.
Régua
graduada
15
o
15
o
a)
b)
P
15
o
DDAT
Tocha
Bisel
Revestimento
Revestimento
Faca
Procedimentos Experimentais
84
Figura 3.12 – Detalhes de montagem das facas nos eixos do picador: (a) Posição dos eixos
no picador e (b) ordem de montagem das facas por eixo.
3.6.4. Avaliação de desgaste (perda de massa)
A avaliação de desgaste das facas foi feita pela análise da perda de massa ocorrida
durante a operação, comparando-se o peso das facas revestidas, antes do início do trabalho
(P
it
) com o peso após o período de trabalho (P
it
), descontado, ainda, o desgaste sofrido pelo
metal de base na região do bisel (Desg
MB
), pela utilização da Eq. 3.4. Dessa forma, refere-se
como Desg, apenas à perda de massa do revestimento.
MBftit
DesgPPDesg
−
−= )( (g) (3.4)
Para a determinação da perda de massa do metal de base na região do gume das
facas foi feita a simulação utilizando, tanto o software Auto-CAD, quanto o Solid Works.
Para isso, foi feito o desenho 3D no Solid Works, do perfil original da faca (após a usinagem
do bisel, mas antes da aplicação do revestimento), como ilustrado pela Fig. 3.13a. Em
seguida, a fotografia digital da faca desgastada foi aberta no Auto-CAD e calibrada a partir
das suas dimensões conhecidas (largura, diâmetro do furo, etc.) para permitir a sua edição.
Essa imagem foi reconstruída a partir das dimensões da faca revestida (antes do desgaste),
de forma a gerar o perfil bidimensional da região desgastada (Fig. 3.13b), o qual foi
transportado para a figura 3D, permitindo a geração do perfil tridimensional dessa região
(Fig. 3.13c). Pela utilização dos recursos do Solid Works determinou-se o volume do
Procedimentos Experimentais
85
desgaste do metal de base e, sabendo-se a densidade do material, determinou-se a sua
massa desgastada.
Figura 3.13 – Seqüência para a determinação da perda de massa do metal de base.
3.6.5. Desgaste relativo por tonelada de cana
O desgaste relativo (Desg
rel
) foi obtido pela Eq. 3.5, através da relação entre o
desgaste médio (Desg
m
) das facas revestidas com cada consumível pelo peso estimado da
cana picada por cada faca, o qual, por sua vez, foi obtido pela relação entre o peso total de
cana moída no período (P
cana
) pelo número de facas montadas no picador (60). Essa
variável foi importante para se comparar o desgaste das ferramentas ocorrido durante os
trabalhos preliminares, com o desgaste sofrido na etapa final do trabalho.
cana
mrel
P
DesgDesg
60
.=
(g/ton de cana) (3.5)
3.6.6. Taxa de desgaste
A taxa de desgaste por consumível (Tdesg), aqui definida como sendo o desgaste
(perda de peso) em função da distância do ensaio (Dist) foi obtida através da Eq. 3.6, pela
b
)
a
)
c
)
Procedimentos Experimentais
86
relação entre o desgaste médio das facas por consumível em função da distância percorrida
durante o ensaio. Esse parâmetro é importante para se permitir a comparação entre o
desgaste nos ensaios em laboratório, com o desgaste ocorrido em campo, bem como, para
fornecer um dado que possa ser comparado com resultados obtidos posteriormente, com a
continuidade dessa linha de pesquisa.
Dist
Desg
Tdesg
m
= (mg.m
-1
) (3.6)
A variável Dist nos testes em laboratório é obtida facilmente pelo produto do
perímetro do disco de borracha pelo número de rotações do mesmo durante o ensaio, como
apresentado pela Eq. 3.7. Para o diâmetro do disco (D) de 228,6 mm, número de rpm (N)
igual a 200 e tempo de ensaio (t) de 10 minutos, Dist
lab
equivale a 1436 metros.
tNDDist
lab
...
π
=
(m) (3.7)
Entretanto, nos testes de campo essa variável não é tão facilmente obtida, devido à
dificuldade em se definir qual a fração do perímetro percorrido pelas facas em que estas
efetivamente têm contato com a cana bruta. Na empresa parceira a colheita da cana é feita
manualmente, sendo alimentada inteira por um operário que controla manualmente o
funcionamento da mesa alimentadora e da esteira. Portanto, a quantidade de cana
alimentada ou a sua altura sobre a esteira não são regulares e, além disso, a cana não
recebe compactação ou nivelamento como geralmente ocorre nos casos de colheita
mecanizada, quando a cana é alimentada pré-cortada.
Como, além disso, o sistema inicial de preparo (picador e, posteriormente o
desfibrador) é executado em uma câmara blindada, com as ferramentas girando em elevada
velocidade, não é possível efetuar medidas da altura da cama de cana sobre a esteira,
precisamente. Verificou-se, entretanto, através de observações na área externa da esteira
durante o trabalho, seguida de medições posteriores, com o equipamento parado, que essa
altura gira em torno de 900 mm, sendo aproximadamente igual à altura do centro do eixo
central do picador.
Conclui-se, portanto, que a região em que as facas podem manter contato com a
cana, desde o instante que atinge a cana bruta até o instante em que se desvencilha do
bagaço, equivale a aproximadamente um terço do perímetro do picador (1780 mm), como
ilustrado pelo esquema da Fig. 3.14, a qual apresenta detalhe do picador em corte
Procedimentos Experimentais
87
longitudinal. O arco AB representa a extensão do contato das facas com a cana em cada
giro do picador.
Figura 3.14 – Esquema do picador mostrando a extensão do contato das facas com a cana.
A Equação 3.8 foi utilizada para a obtenção da distância percorrida durante o ensaio
de campo (Dist
camp
). Para o diâmetro do picador (D) de 1700 mm, extensão do contato das
facas com a cana de 1/3 do perímetro, número de rpm (N) igual a 800 e tempo de ensaio (t)
de 32.400 minutos (25 dias, com fator de trabalho de 90%), Dist
camp
equivale a 46 143 821
metros.
tN
D
Dist
camp
..
3
.
π
=
(m) (3.8)
3.6.7. Resistência ao desgaste
A resistência ao desgaste (R
desg
), inverso da taxa de desgaste, foi obtida pela relação
inversa do desgaste obtido em função da distância percorrida durante o ensaio (Dist),
através da Eq. 3.9. Esse parâmetro foi utilizado para permitir a comparação com dados de
desgaste de revestimentos duros obtidos em ensaios por Roda de Borracha, neste e em
outros trabalhos.
1780
Procedimentos Experimentais
88
1−
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
Dist
Desg
R
m
desg
(mg.m
-1
)
-1
(3.9)
3.7. Avaliação microestrutural
Foram extraídas amostras do centro das chapas soldadas para se efetuar a
avaliação microestrutural dos revestimentos. As amostras foram embutidas, lixadas com
lixa de grana 180 a 1000 e polidas com pasta de diamante de 3µm, 1µm e 0,25µm.
Posteriormente foram atacadas com reagente Nital 2% por 10s e levadas ao microscópio
ótico para revelar os microconstituintes. Para a revelação de carbonetos foram utilizados os
mesmos procedimentos de preparação e o ataque químico com o reagente Murakami a 60
o
por 10 segundos.
A micro-análise de composição química das amostras ou dos microconstituintes de
interesse foi feita via Espectroscopia de Energia Dispersiva de Raio-X (EDS).
3.8. Topografia de Superfície
Para complementar o estudo abrasométrico dos CPs de desgaste foi feita a
caracterização da topografia de superfície da trilha de desgaste via interferometria a laser,
utilizando o equipamento NEOPHOT 21. Para isso foi selecionada uma área de 3 x 3 mm
em região representativa da superfície de interesse, na qual foi feita a varredura com taxa
de aquisição de 1000 pontos/mm em “X” e 50 pontos/mm em “Y”. Os parâmetros de
rugosidade superficial (Sa e Sq) foram obtidos pelo software digital “Surf Montains Map
Universal 3.0”.
3.9. Dureza e microdureza
Para a medição de dureza Rockell C, foi utilizado um durômetro Wolpert Testor HT1,
com carga de 150 kg. Já para a medição da microdureza das fases utilizou-se de um
microdurômetro Mitutoyo HM – Hardness Testing Machine, com capacidade de ajuste de
carga de 10, 25, 50, 100, 200, 300, 500 e 1000 gramas.
3.10. Determinação da porcentagem volumétrica de carbonetos
A determinação da porcentagem volumétrica de carbonetos totais (PVCt) foi feita
utilizando-se o software “Image Tools”, a partir do processamento das imagens obtidas por
Procedimentos Experimentais
89
meio de microscopia ótica. As amostras retiradas das chapas revestidas (mesma chapa de
onde se extraiu os CPs de desgaste), foram embutidas, lixadas com lixa de grana 80 a
1000, polidas com pasta de diamante de 6µm, 3µm e 1µm e, posteriormente atacadas com
o reagente Murakamy a 60
o
C por 10 segundos, para a visualização dos carbonetos. Em
seguida, foi feita a obtenção das imagens em microscópio ótico OLYMPUS BX 51M, o qual
proporciona aumentos de 50, 100, 200, 500 e 1000 vêzes.
As imagens foram tratadas no “Image Tool”, primeiro salvando-a em tons de cinza e,
em seguida, através das ferramentas “Threshould”, “Find Objects” e “Analize”, foi feita,
respectivamente, a seleção e localização manual dos carbonetos, além da determinação
dos seus parâmetros dimensionais.
A determinação da PVCt foi feita pela relação entre a área total dos carbonetos
identificados na imagem pela área da figura. A Fig. 3.15 ilustra uma imagem do contraste da
microestrutura de revestimento duro em dois momentos: após ataque com Murakami (Fig.
3.15a) e após tratamento da imagem (Fig. 3.15b), onde a região escura refere-se aos
carbonetos selecionados.
Figura 3.15 – Microestrutura de revestimento duro: após ataque com Murakami (a) e após
tratamento da imagem e localização dos carbonetos (b).
3.11. Análise Estatística
A análise estatística dos resultados foi feito por análise de variância (ANOVA) e teste
de hipótese, para uma análise de igualdade de médias para um nível de significância de 5%,
utilizando-se o programa “Statistica”. Nesse caso, quando a significância estatística (p) é
maior que 0,005 as variáveis são consideradas estatisticamente iguais e quando é menor,
são estatisticamente diferentes.
Procedimentos Experimentais
90
CAPÍTULO IV
TRABALHOS PRELIMINARES
Neste capítulo serão apresentados os trabalhos preliminares realizados para o
direcionamento da tese. Consiste do trabalho de campo de avaliação preliminar de
revestimentos duros, visando conhecer o funcionamento dos equipamentos de
processamento da cana-de-açúcar, a metodologia de soldagem utilizada pela empresa e o
desempenho dos seus revestimentos, bem como, a caracterização do mecanismo de
desgaste em faca picadora de cana-de-açúcar.
4.1. Trabalho de Campo: Avaliação preliminar de desempenho de revestimento
Como se deseja aplicar em campo os resultados obtidos em laboratórios com este
trabalho, considerou-se importante conhecer preliminarmente o funcionamento dos
equipamentos envolvidos no processamento industrial da cana-de-açúcar, a metodologia de
soldagem, bem como, o desempenho dos revestimentos aplicados pela empresa, com os
consumíveis e técnicas empregadas. Essa avaliação é importante para fornecer um
parâmetro de base quanto ao desgaste dos equipamentos utilizados no “preparo” da cana-
de-açúcar e, além disso, permitir uma comparação com os dados obtidos posteriormente
com o prosseguimento do trabalho, quando da soldagem com os arames tubulares objeto da
investigação.
Verificou-se que a empresa tem uma prática de reutilizar as facas picadoras
seguidas vezes, após a reaplicação de revestimento sobre o material duro remanescente,
sem qualquer outra preparação, exceto o revestimento de reconstrução com eletrodo
revestido do tipo básico (E-7018). Essa prática contraria a recomendação do fabricante dos
consumíveis, segundo o qual as ferramentas desgastadas podem receber novos
Trabalhos Preliminares
92
revestimentos desde que ocorra a remoção de todo o material duro remanescente para, só
então, ser aplicada nova camada.
Na condição verificada a avaliação do desempenho do revestimento é dificultada
pela progressiva deterioração das suas propriedades e, os dados obtidos poderiam ter
pouca representatividade. Em função disso resolveu-se, então, construir um jogo novo de
facas picadoras (60 facas), o que possibilitaria a avaliação do desempenho de revestimento
“virgem”, ou seja, de primeira aplicação.
Além disso, aproveitar-se-ia esse trabalho preliminar para conhecer, além do
desempenho dos consumíveis, toda a metodologia de soldagem empregada pela empresa e
o funcionamento dos equipamentos e montagem das ferramentas, como citado
anteriormente.
A Figura 4.1 mostra detalhe da construção de uma faca e a ilustração do bisel. O
corpo da faca em chapa de aço 1020 (24 x 180 x 580 mm) foi cortado com maçarico e
montado ao mancal por soldagem com eletrodo revestido E-7018, enquanto o bisel foi
construído por chanframento com maçarico para receber a aplicação do revestimento na
região do gume. O formato em bisel, apesar de não formar gume agudo como em
ferramentas de corte convencionais é importante para facilitar a picagem da cana e reduzir a
potência necessária para operação do sistema.
Figura 4.1 – Detalhes da construção de uma faca e formação do bisel.
O revestimento duro das ferramentas foi aplicado com quatro consumíveis diferentes
(três de uso habitual pela empresa), sendo dois arames tubulares e dois eletrodos
revestidos, cujas dimensões e composição química nominal são apresentadas na Tab. 4.1.
Os três primeiros relacionados são de mesmo fabricante.
O eletrodo revestido ER1 é considerado o consumível líder no mercado para
aplicação pelo setor sucroalcooleiro e o mais utilizado pela empresa. O ER2, recém-
Manca
l
Chapa
Gume
Bisel
Trabalhos Preliminares
93
introduzido, apesar da maior porcentagem de carbono, teor similar de cromo e da adição de
boro, apresentava um custo de aquisição bastante inferior ao outro eletrodo, o que
despertara o interesse da empresa parceira em função desse quesito.
O arame tubular AT2 havia sido introduzido recentemente visando a obtenção de
maior produtividade que com os eletrodos revestidos, mas sem que houvesse sido feito
nenhum estudo sobre o seu desempenho comparado com os mesmos. Esse arame é
produzido apenas com dimensão de 1,2 mm, sendo recomendado pelo fabricante,
geralmente, quando se dispõe de fonte com capacidade limitada de corrente ou baixo fator
de trabalho. Devido ao seu pequeno diâmetro tem também capacidade limitada de adição
de elementos de liga. O arame tubular AT1 (liga FeCrC), não usado pela empresa, é um dos
três arames que estão sendo empregados para o desenvolvimento deste trabalho e difere
do AT2 por seu diâmetro maior (1,6 mm), o que possibilita a adição no seu núcleo de maior
quantidade de carbono e cromo, como pode ser verificado na Tab. 4.1.
Tabela 4.1 – Dimensões e composição química nominal dos consumíveis, fornecida pelo
fabricante.
Tipo de
consumível
Dimensões
(mm)
Composição química (%)
C Si Mn Cr S P B
AT1 1,60 4,11 0,20 0,52 23,10 - - -
AT2 1,20 3,50 0,80 - 18,00 - - -
ER1 4,00 x 450 5,10 1,25 0,75 44,00 0,025 0,04 -
ER2 4,00 x 450 6,00 - - 43,00 - - 2,00
Destaca-se que a empresa tinha particular interesse na avaliação dos consumíveis
de sua habitual utilização, o ER1, o ER2 e o AT2. A inclusão do arame AT1, não utilizado
pela empresa, era de interesse do autor deste trabalho, o qual acreditava que uma análise
preliminar do desempenho desse arame, inclusive comparativamente aos demais, mesmo
com a soldagem dentro de condições não ideais poderia fornecer dados de interesse para a
continuidade das atividades.
A aplicação do revestimento foi feita na empresa, de forma manual (eletrodos
revestidos) e semi-automática (arames tubulares), e utilizando seus próprios soldadores,
sem que houvesse interferência (do autor) nos métodos e técnicas de aplicação. Dessa
forma, o controle, tanto da velocidade de soldagem (e conseqüentemente do tempo de
aplicação), quanto do volume de depósito ficaram sob a responsabilidade do soldador, que o
fez com base na sua própria experiência, através da observação do arco e da poça de
fusão, durante a soldagem. A operação foi acompanhada e monitorada para se registrar os
Trabalhos Preliminares
94
parâmetros de soldagem utilizados, os tempos e a quantidade de metal de adição gastos no
revestimento das facas com cada tipo de consumível.
Como as ferramentas revestidas apresentavam pesos diferentes devido à pouca
precisão requerida pelos processos de fabricação (corte, chanframento e soldagem), foi
necessário fazer o balanceamento das mesmas para se evitar vibração excessiva no
picador, quando da sua operação. O balanceamento foi efetuado controlando-se o peso em
uma balança com resolução de 50 gramas (para essa função, a resolução é considerada
satisfatória), pela retirada de material na aresta oposta ao gume por corte com maçarico ou
pela adição, através da soldagem nas faces com eletrodo revestido E-7018. Em seguida,
efetuou-se nova pesagem (determinação do peso no início do trabalho), antes da montagem
das ferramentas no picador.
A Figura 4.2 ilustra detalhe de uma faca picadora, destacando a região revestida e o
movimento da tocha executado pelo soldador durante a aplicação, o qual foi efetuado de
forma contínua com os arames tubulares e com interrupção apenas para a troca de
eletrodos, no caso de eletrodos revestidos. Nessas paradas não ocorria qualquer operação
de limpeza da solda.
Figura 4.2 – Faca picadora destacando o movimento da tocha executado pelo soldador.
A avaliação preliminar de desgaste foi efetuada em duas etapas, sendo a primeira
(Etapa1), realizada no início da safra (a moagem iniciou-se antes do período habitual) e
ainda dentro do período chuvoso, quando o fator de ocupação da indústria (relação entre o
tempo de operação e o tempo disponível) girou em torno de 56%, devido à dificuldade de
retirada da cana da lavoura. Além disso, a queima irregular da cana aliada ao terreno úmido
e à baixa eficiência na lavagem da cana fez com que quantidade de terra acima do normal
fosse arrastada para os equipamentos de preparo da cana, provocando, dessa forma,
desgaste elevado das ferramentas.
Devido ao desgaste considerado acima do normal durante a primeira etapa,
resolveu-se realizar nova avaliação (Etapa2), após o encerramento do período chuvoso,
Revestimento
Movimento
da tocha
Trabalhos Preliminares
95
buscando avaliar o desempenho dos consumíveis em condição de operação mais estável
dos equipamentos.
Os consumíveis foram avaliados quanto ao rendimento e taxa de deposição, tempo
de soldagem por faca, peso do revestimento aplicado e quanto à perda de massa do
revestimento.
Os valores de I
m
e U
m
(média da corrente e da tensão eficaz) foram obtidos a partir
de 20 medidas efetuadas com alicate-amperímetro, após o soldador dar como adequado o
ajuste da fonte. A corrente de soldagem foi diferente para os dois arames tubulares (maior
para o arame de maior diâmetro) e com valores aproximados para os dois eletrodos
revestidos.
O rendimento de deposição (%) foi obtido pela relação entre o peso do revestimento
aplicado (peso final da peça menos peso inicial) e o peso do consumível utilizado. No caso
dos arames tubulares o peso do consumível utilizado foi determinado pela pesagem da
bobina de arame antes e após a soldagem de uma faca (três repetições). Já para os
eletrodos revestidos, pelo peso dos eletrodos fornecidos ao soldador menos o peso das
sobras, sendo que as pontas de “pega” descartadas dos eletrodos foram consideradas
“consumidas”, por se tratar de uma característica inerente ao processo.
O tempo ativo de soldagem por faca (t
sf
) foi cronometrado desconsiderando-se os
tempos gastos com a movimentação da peça, como fixação e posicionamento. No caso dos
eletrodos revestidos os tempos de troca de eletrodos foram considerados pela razão citada.
A taxa de deposição (g/min) foi determinada pela relação entre o peso do revestimento e o
tempo gasto na sua aplicação, descontados os tempos de movimentação da peça.
O peso da cana moída no período (P
cana
) foi fornecido pelo departamento de
produção da indústria, juntamente com o tempo de trabalho (t
trab
), o qual resulta do produto
do número de horas disponíveis para produção pelo fator de ocupação da indústria.
A taxa de moagem (T
moag
), foi obtida pela relação da quantidade de cana moída pelo
número de horas de trabalho, enquanto o peso estimado de cana picada por faca (P
est
), pela
relação entre a quantidade de cana e o número de facas do picador (60).
A variável Prev
m
representa o peso médio do revestimento das facas revestidas com
cada consumível, o qual foi obtido por pesagem de cada ferramenta, antes e após a
soldagem. Após o período de trabalho foi feita a desmontagem das ferramentas, as quais
foram criteriosamente limpas para a efetuação da pesagem. Através da comparação entre
os pesos iniciais e finais de cada faca, foi determinada a quantidade de material perdido por
desgaste (Desg
m
) para a comparação do desempenho dos dois processos e respectivos
consumíveis.
Trabalhos Preliminares
96
Em seqüência serão apresentados os principais resultados obtidos nessa análise
preliminar pela sua importância para a continuidade do trabalho, lembrando que com as
comparações que se seguem não se busca indicar supremacia de um processo sobre outro
ou entre os consumíveis, tendo em vista as dimensões diferentes e, consequentemente,
condições de soldagem também distintas.
4.1.1. Primeira etapa
As facas, em um total de 60, foram numeradas e soldadas, 10 facas com o
consumível AT1, 20 com o AT2, 20 com o ER1 e 10 com o ER2. As quantidades foram
fixadas visando a montagem em cada eixo de facas revestidas com apenas um tipo de
consumível. A pesagem antes e após a aplicação do revestimento com balança de
resolução de 5 g serviu para se determinar a quantidade de material depositado. Em
seguida, as ferramentas foram montadas sequencialmente, dez em cada eixo (ver Fig. 2.4
no Cap. II), de forma a permitir a quantificação do metal desgastado segundo o tipo de
consumível utilizado e a identificação de eventual posição (no picador) mais susceptível ao
desgaste.
Esta etapa foi realizada com ciclo de trabalho de 29 dias e a moagem de 70 mil
toneladas de cana, quando então as ferramentas foram desmontadas, cuidadosamente
limpas e pesadas para a quantificação da perda de massa durante a operação.
A Figura 4.3 ilustra a região do revestimento efetuado com dois consumíveis
diferentes, respectivamente o arame tubular AT1 e o eletrodo revestido ER2, permitindo
visualizar a diferença no aspecto do revestimento. A Tab. 4.2 apresenta os valores médios
dos parâmetros de soldagem e dos principais parâmetros de desempenho.
Figura 4.3 – Detalhes da aplicação do revestimento com o arame tubular AT1 (a) e com o
eletrodo revestido ER2 (b).
a
b
Trabalhos Preliminares
97
Tabela 4.2 – Valores médios dos parâmetros de soldagem e dos principais parâmetros de
desempenho.
Parâmetros
ETAPA 1 ETAPA 2
Consumíveis Consumíveis
AT1 AT2 ER1 ER2 AT1 ER1
I
m
(A)
227 204 193 187 221 189
U
m
(V)
23,9 20,9 23,3 33,8 24,5 23,0
R
d
(%)
87,27 89,63 79,64 79,8 -
-
T
dep
(g/min)
76,94 58,34 25,31 30,3
- -
t
sf
(min)
9,8 10,97 15,62 10,76
- -
P
cana
(ton) 70000 65000
t
trab
(h) 390 316
T
moag
(ton/h) 180 206
P
est
(ton/fc) 1166,7 1083,3
Prev
m
(kg) 0,715 0,560 0,400 0,335 0,683 0,498
DP 0,052 0,033 0,046 0,041 0,027 0,041
Desg
m
(kg) 1,575 1,620 1,115 1,185
0,587 0,406
DP 0,47 0,43 0,34 0,28
0,10 0,35
Prev/Desg
- 0,453 0,345 0,358 0,283
1,163 1,226
DP 0,08 0,10 0,12 0,09
0,12 0,22
Desg
rel
(g/ton) 1,350 1,388 0,956 1,016 0,542
0,375
DP 0,27 0,25 0,12 0,11 0,18
0,10
Onde: I
m
= média da corrente eficaz; U
m
= média da tensão eficaz; R
d
= rendimento de
deposição; T
dep
= taxa de deposição; t
sf
= tempo de soldagem por faca; P
cana
= peso da cana
moída; t
trab
= tempo de trabalho; T
moag
= taxa de moagem; P
est
= peso estimado de cana moída
por faca; Prev
m
= peso médio do revestimento por faca; Desg
m
= desgaste médio; Desg
rel
=
desgaste relativo; DP= Desvio padrão.
4.1.1.1. Rendimento e Taxa de Deposição
A Figura 4.4 ilustra, respectivamente, o peso do revestimento depositado e o tempo
ativo de revestimento por faca (tempo efetivo de soldagem), em função do processo e tipo
de consumível. Verifica-se na Fig. 4.4a que o processo arame tubular proporcionou a
deposição de maior quantidade de material por ferramenta, quando o arame de maior
Trabalhos Preliminares
98
diâmetro AT1 levou a um maior volume de depósito. Entre os eletrodos revestidos o maior
volume foi dado pelo eletrodo ER1 que por apresentar menor velocidade de fusão,
provavelmente induzia o soldador a empregar menor velocidade de soldagem e
depositando, assim, maior quantidade de material por comprimento de solda. Com o
eletrodo ER2 o comportamento foi oposto.
Figura 4.4 – Peso médio do revestimento (a) e tempo ativo de revestimento (b), em função
do tipo de consumível.
Observa-se na Fig. 4.4b que o eletrodo ER1 foi o que levou à utilização de maior
tempo para o revestimento de uma ferramenta pelas razões discutidas anteriormente. O
eletrodo ER2 apresentou tempo intermediário aos dois arames, com valores muito próximos.
Ressalta-se, entretanto, que com esse eletrodo foi aplicada quantidade de revestimento
inferior aos arames tubulares, como observado na Fig. 4.4a.
A Figura 4.5 ilustra o rendimento e a taxa de deposição em função do consumível
utilizado. Na Fig. 4.5a se observa que o processo arame tubular apresentou rendimento de
deposição superior ao processo eletrodo revestido, sendo que o arame AT2 apresentou o
maior rendimento, seguido pelo arame AT1. O eletrodo revestido ER1, com valor médio
ligeiramente inferior ao ER2, mas estatisticamente similar.
Pela Figura 4.5b observa-se igualmente a superioridade do arame tubular sobre o
eletrodo revestido, quanto à taxa de deposição, com destaque para o arame AT1 de maior
diâmetro e, consequentemente, maior corrente de soldagem, o que leva à maior taxa de
fusão do arame. Dentre os eletrodos revestidos, o ER1 com taxa de deposição média pouco
inferior ao ER2, mas com maior dispersão dos resultados em torno da média. O ER2
apresentou arco de soldagem mais estável (menos turbulência), poça de fusão mais fluida e
maior facilidade de controle do arco por parte do soldador, o que possibilitou a utilização de
maior velocidade de soldagem (operação feita manualmente).
a
b
Trabalhos Preliminares
99
Figura 4.5 – Rendimento (a) e taxa de deposição (b) em função do consumível.
4.1.1.2. Avaliação de desgaste
A Figura 4.6 apresenta, comparativamente por consumível, a perda de peso por
desgaste (Fig. 4.6a) e a relação peso do revestimento/desgaste (Fig. 4.6b). Essa última
relação é importante para avaliar a perda por desgaste em comparação com a quantidade
de revestimento aplicado por cada processo ou consumível, tendo em vista o volume
diferente de material aplicado devido à soldagem manual.
Figura 4.6 – Perda de material por desgaste (a) e relação peso do revestimento/desgaste
(b), em função do consumível, na primeira etapa.
Nota-se na Figura 4.6a que os eletrodos revestidos apresentaram menor perda de
material que os arames tubulares, entretanto, apesar da ligeiramente menor média de
desgaste do AT1 que o AT2 e do ER1 que o ER2, a dispersão dos resultados em torno da
média não permite indicar vantagem de um sobre o outro. Verifica-se que a maior média de
desgaste dos revestimentos com arames tubulares coincide com o seu menor teor de C e
Cr, o que contribuiria para uma menor formação de carbonetos.
a
b
a
b
Trabalhos Preliminares
100
Considera-se que quanto maior a relação entre o peso do revestimento e o desgaste
sofrido pelas ferramentas,
melhores seriam os resultados, caso não ocorresse desgaste do
substrato. Por outro lado, uma relação menor que “1” significa que a quantidade de material
perdido por desgaste tenha sido superior ao material duro aplicado. Dessa forma,
considerando-se os dados da Fig. 4.6b, conclui-se que a condição de trabalho das
ferramentas tenha sido muito severa para se proporcionar uma avaliação mais conclusiva: O
tempo de trabalho teria sido muito grande e/ou a quantidade de revestimento aplicado
insuficiente. Apesar de o arame AT1 apresentar maior perda de material que os eletrodos
revestidos (Fig. 4.6a), esse arame apresentou uma relação P
rev
/D
esg
superior. Os
consumíveis AT2, ER1 e ER2 apresentaram relação P
rev
/D
esg
estatisticamente similar.
A Figura 4.7 apresenta detalhes das facas desgastadas após o ciclo de trabalho,
destacando a região mais crítica, onde a linha tracejada representa o perfil original das
ferramentas. Nas figuras, com um exemplar característico de cada consumível, observa-se
visualmente a ocorrência de menor perda de material da ferramenta revestida com o
eletrodo revestido ER1 (Fig. 4.7c) e a maior perda ocorrida em uma faca revestida com o
arame tubular AT2 (Fig. 4.7b), corroborando os resultados ilustrados pelo histograma da Fig.
4.6a. Nesse último caso, o desgaste excessivo eliminou todo o revestimento depositado no
topo da ferramenta (gume superior), provocando a exposição total do metal de base ao
agente de desgaste.
Figura 4.7 – Detalhe de desgaste em facas: (a) AT1; (b) AT2, com maior desgaste; (c) ER1,
com menor desgaste e (d) ER2.
d
c
a
b
Trabalhos Preliminares
101
Destaca-se, entretanto, que o teor tanto de carbono quanto de cromo é inferior nos
arames tubulares que nos eletrodos revestidos, o que levaria à formação de menor
quantidade de carbonetos de cromo, responsáveis pelo aumento da resistência ao
desgaste. Além disso, como a corrente de soldagem também foi superior nos arames
tubulares, isso poderia ter provocado maior diluição dos consumíveis (não avaliada) e,
consequentemente, prejudicado as propriedades do revestimento.
A Figura 4.8 apresenta o desgaste por faca, por eixo do picador e,
conseqüentemente, por consumível, destacando uma tendência de desgaste por eixo.
Observa-se que o desgaste não é uniforme nas posições de montagem, ocorrendo certa
tendência de aumento da perda de material para as ferramentas posicionadas mais à direita
nos eixos do picador (posição de um observador localizado atrás do mesmo, ou seja, entre
este e o desfibrador e refere-se às posições à direita na Fig. 2.4a).
Figura 4.8 – Tendência de desgaste das facas nos eixos do picador: a) eixo1 – AT1; b) eixo2
– ER2; c) eixo3 – ER2; d) eixo4 – ER1; e) eixo5 – ER1; f) eixo6 – AT2.
e) f)
c) d)
a) b)
Trabalhos Preliminares
102
Essa tendência de desgaste nos eixos ocorreu para todos os consumíveis e uma
provável explicação para esta ocorrência pode estar relacionada com o sentido de
alimentação da cana, tendo em vista que a mesa alimentadora encontra-se posicionada
desse lado (direito). Com isso poderia estar ocorrendo uma maior concentração de cana e,
principalmente, de material abrasivo desse lado, o que contribuiria para o aumento do
desgaste.
4.1.2. Segunda etapa
Como descrito anteriormente, esta etapa de avaliação foi realizada buscando-se
analisar o desempenho do revestimento das facas em uma condição de operação mais
regular dos equipamentos. Avaliou-se o desempenho apenas de dois consumíveis, o arame
tubular AT1 e o eletrodo revestido ER1, os que proporcionaram menor desgaste e que
apresentavam maior interesse para este trabalho, o AT1 por ser um dos três arames
selecionados para a realização da tese e o ER1 por sua comprovada eficiência, para ser
objeto de comparação com os arames. Foram revestidas 10 facas com cada consumível e
montadas junto com outras 40 facas cujo revestimento não fora controlado.
Nesta segunda etapa foram moídas 65.000 ton de cana em 14 dias, com fator de
ocupação da indústria de 94%, denotando uma moagem mais estável. A desmontagem das
ferramentas ocorreu antes do período previsto (que seria de 25 dias), devido a uma parada
forçada por danos em outros equipamentos, quando se aproveitou para substituir também
as facas. Com isso as ferramentas apresentavam, ainda, um baixo nível de desgaste,
fazendo com que a avaliação de perda de massa fosse mais realística que na fase anterior
com baixo desgaste do substrato.
4.1.2.1. Avaliação de desgaste
O histograma da Figura 4.9, construído com os dados da Tab. 4.2, compara o
desgaste apresentado pelos dois consumíveis, bem como, a relação P
rev
/D
esg
. Observa-se
pela Fig. 4.9a, o menor desgaste sofrido pelo arame ER1, (aproximadamente 30% inferior
ao arame AT1). Isso, como referido anteriormente pode estar relacionado ao menor teor de
Cr e C dos arames tubulares e/ou a uma eventual maior diluição, não avaliada.
Pela Figura 4.9b verifica-se, ainda, que a relação P
rev
/D
esg
, na segunda etapa
apresentou valores médios superiores a “1”, significando que a quantidade de material
desgastado foi inferior ao material de depósito, diferente do ocorrido durante a primeira
etapa. Além disso, o valor médio de P
rev
/D
esg
do AT1, ligeiramente inferior ao ER1 nesta
Trabalhos Preliminares
103
etapa foi oposto ao ocorrido na etapa1 (Fig. 4.6b). Isso teria ocorrido, pois na segunda
etapa, a quantidade de revestimento aplicado com o AT1 foi inferior ao aplicado na etapa1
com esse consumível, enquanto que com o ER1 foi superior, como pode ser observado na
Tab. 4.2. Isso permite supor que essa relação seja fortemente dependente da quantidade de
metal aplicado e do tempo de trabalho da ferramenta, ou seja, para um determinado tempo
de operação dos equipamentos pode haver um volume de depósito considerado ideal para
cada tipo de consumível.
Figura 4.9 – Perda de peso por desgaste (a) e relação peso do revestimento/desgaste (b),
em função do consumível, na segunda etapa.
A Figura 4.10 apresenta detalhe representativo do perfil das facas desgastadas (um
exemplar por consumível), permitindo observar o maior desgaste do arame AT1, bem como,
a preservação, após o trabalho, do perfil original da faca revestida com o eletrodo ER1, onde
o desgaste teria ocorrido principalmente na superfície do revestimento. A faca revestida com
o arame AT1 apresentou maior perda de metal de uma forma geral, com desgaste maior no
canto de encontro do gume frontal com o gume superior, com a ocorrência de perda de
substrato nessa região, apesar de inferior ao ocorrido na Etapa1 (Fig. 4.7).
Em uma comparação das duas etapas (Vide Tab. 4.2) observa-se que apesar da
quantidade de cana moída na Etapa2 ter sido um pouco inferior (7% menos), a taxa de
moagem (T
moag
) foi em torno de 15% superior, devido à maior velocidade de alimentação da
cana e menor tempo de moagem, apesar da manutenção da velocidade dos equipamentos
de preparo (picador e desfibrador). Mesmo assim, o desgaste da segunda etapa foi
significativamente inferior para os dois consumíveis, em torno de 63%. Além disso,
observou-se novamente a tendência de aumento do desgaste para as facas posicionadas
mais à direita nos eixos do picador.
a)
b)
Trabalhos Preliminares
104
Figura 4.10 – Detalhe de desgaste em facas durante a segunda etapa: (a) AT1 e (b) ER1.
4.1.2.2. Desgaste relativo
O desgaste relativo foi utilizado para se ter um parâmetro de comparação dos testes
realizados na etapa preliminar com os testes que forem realizados posteriormente, na etapa
final do trabalho. O objetivo é poder comparar os resultados posteriores obtidos com os
arames tubulares, com os obtidos pela indústria com os consumíveis utilizados e com os
seus métodos e técnicas de aplicação, devido à dificuldade de manter parâmetros fixos de
testes, como P
cana
, t
trab
, T
moag
, etc., como visto anteriormente.
A Figura 4.11, construída com dados da Tab. 4.2, ilustra o desgaste relativo (g/ton de
cana) nas duas etapas, permitindo verificar que o desgaste das facas, operando durante o
período chuvoso (etapa1) foi em torno de 150% superior ao observado na etapa posterior,
para os dois consumíveis. Além disso, o desgaste relativo do arame AT1 foi superior ao
eletrodo ER1 nas duas etapas. Destaca-se que esse resultado é importante para orientar a
realização dos ensaios com a continuidade do trabalho, mas não reflete precisamente o
desgaste do revestimento, tendo em vista a ocorrência de significativa perda de metal de
base, principalmente na primeira etapa do trabalho.
Figura 4.11 – Desgaste relativo na primeira e segunda etapa.
Solda de
balanceamento
Solda de
balanceamento
Trabalhos Preliminares
105
4.2. Verificação do mecanismo de desgaste de faca picadora de cana-de-açúcar.
Foi retirada uma amostra de uma faca picadora de cana, desgastada após o ciclo de
trabalho, com a finalidade de se identificar o mecanismo de desgaste a partir de análises em
microscópio eletrônico de varredura (MEV). A Fig. 4.12a ilustra parte de uma faca
desgastada, da qual foi retirada a amostra para a preparação do corpo de prova. A região da
faca que representa o “gume” e entra em contato frontal com a cana durante a picagem é
representada pela parte inferior e direita da figura, cujo canto apresenta o maior nível de
desgaste, chegando ao arredondamento. A amostra foi retirada dessa região, pois devido ao
nível de desgaste apresentado, permite visualizar tanto o metal remanescente do
revestimento, quanto o metal de base, este último representado pela região em baixo relevo
na Fig. 4.12b. A identificação do mecanismo predominante de desgaste é importante para
orientar a escolha do método de ensaio de desgaste, o que permitirá a obtenção de
resultados mais próximos dos efetivamente encontrados com as ferramentas trabalhando
sob condições reais.
Figura 4.12 – a) Região da faca onde foi retirada a amostra para análise e b) detalhe da
região frontal de desgaste, ilustrando o metal de revestimento e o metal de base.
A Figura 4.13 apresenta detalhes da superfície da amostra, obtidos em microscópio
eletrônico de varredura, onde se pode observar na Fig. 4.13a, a presença predominante de
riscos nas laterais do gume. Na Fig. 4.13b, representada pela região frontal-central do gume
(“fio”) além de riscos, observa-se a ocorrência de múltiplas indentações, indicando que
b
Revestimento
Metal de base
2 cm
a
Trabalhos Preliminares
106
ocorrera também o rolamento de partículas abrasivas. Isso permite concluir que o desgaste
das facas é bastante complexo, tendo mais de um mecanismo de desgaste, mas
predominando o desgaste por microriscamento ou microcorte.
Figura 4.13 – Detalhes da superfície da amostra de uma faca desgastada, destacando: a)
riscamentos e b) riscos e múltiplas indentações.
Dos abrasômetros estudados, segundo a literatura, o “Pino sobre Disco” e o
abrasômetro “Suga” são indicados para o desgaste de alta tensão; o abrasômetro “Disco
Rotativo” e o “Bloco em Anel Modificado”, variações do “Roda de Borracha”, têm
funcionamento similar a este, destacando que o segundo tem configuração para a simulação
de desgaste em rolos de moendas; o abrasômetro “LTM” teria um regime de desgaste
menos severo que o Roda de Borracha e o abrasômetro “combinado”, que pode avaliar de
forma combinada o desgaste por abrasão e por impacto não se encontrava disponível para
utilização.
Essas constatações e a recomendação em muitas referências que sugerem a
utilização do abrasômetro Roda de Borracha para avaliar o desempenho de revestimentos
para fins de aplicação em indústrias sucroalcooleiras, além do fato de o mesmo ser
normalizado, como apresentado pela norma ASTM G65-00, permite supor que esse
equipamento possa ser adequado para simular o desgaste por microcorte em facas
picadoras de cana-de-açúcar.
a
b
Trabalhos Preliminares
107
4.3. Comentários finais do capítulo
Algumas constatações durante os trabalhos preliminares são importantes para
orientar as atividades posteriores. Dentre as constatações cita-se:
¾ Os resultados de desgaste não foram muito conclusivos devido à quantidade
diferente de revestimento aplicado por consumível, aos diferentes parâmetros de
soldagem e ao fato de que em muitos casos, a camada de revestimento da região
mais solicitada tenha sido totalmente desgastada, expondo o metal de base ao
contato com o agente de desgaste. Depois de vencido o revestimento, o desgaste do
metal de base é muito acentuado, progredindo rapidamente;
¾ Para uma análise mais precisa do desgaste do revestimento seria interessante que,
nos ensaios em campo (etapa posterior), as ferramentas fossem desmontadas após
um período menor de trabalho (opção descartada pela empresa parceira) ou então
que se aplicasse maior volume de metal, para evitar que o desgaste atingisse o
metal de base. Acredita-se que o ideal é que o ciclo de trabalho das facas seja
inferior a vinte dias, de modo que não ocorra perda de metal do substrato;
¾ O desgaste das ferramentas revestidas com o arame tubular de referência para a
realização deste trabalho (AT1) foi superior ao eletrodo ER1 nas condições aplicadas
pela própria empresa, apesar da diferença do tipo de consumível, dimensões e
parâmetros de soldagem, o que dificulta a comparação. Entretanto, o AT1 apresenta
menor teor de Cr e C, além de ter sido soldado com maior corrente média, o que
pode ter produzido maior diluição da solda. Ambos os fatores contribuem para a
redução das propriedades do revestimento;
¾ Considerando os resultados de rendimento de deposição e taxa de deposição do
AT1 (FeCrC), superiores ao eletrodo revestido, acredita-se que caso se obtenha uma
condição de soldagem que melhore a sua resistência ao desgaste, isso possa tornar
o seu uso interessante para a aplicação de revestimento duro em facas picadoras de
cana-de-açúcar, aliando alta produtividade e qualidade do revestimento.
¾ A ocorrência de maior desgaste das ferramentas durante o período chuvoso indica
que os testes de campo devam ser realizados fora desse período crítico,
preferencialmente após a primeira parada depois do início da safra, a partir do mês
de maio, mas antes do mês de novembro, quando se inicia o período chuvoso
novamente;
¾ A tendência de maior desgaste nas ferramentas posicionadas à direita do picador e a
realização de testes, na etapa final (posterior), com número inferior ao total de facas
Trabalhos Preliminares
108
montadas simultaneamente (60), sugere que as facas revestidas com cada
consumível sejam distribuídas em posições fixas no picador e uniformemente nos
seis eixos para maior eficiência de análise;
¾ A dificuldade de se manter condições fixas de ensaio em campo reforça a
importância de se identificar um método de ensaio de laboratório que seja
representativo do tribosistema em estudo, de forma a facilitar a análise e reduzir os
custos de ensaios, principalmente para estudos posteriores;
¾ Dentre os métodos de ensaio descritos no Cap. 2, acredita-se que o teste com Roda
de Borracha seja o mais adequado para simular o desgaste de facas picadoras,
tendo em vista a predominância de riscamento na superfície revestida. Observa-se
ainda que, de acordo com a literatura corrente, esse método de ensaio foi o preferido
para a investigação de desgaste em revestimento para fins de aplicação no setor
sucroalcooleiro, por diversos autores;
¾ A necessidade de realização de estudo para se determinar as condições de
soldagem a serem utilizadas com os arames tubulares de forma a se aproveitar as
suas características de elevada taxa de deposição (produtividade), aliando-as com
condições que aliem baixa diluição do consumível.
CAPÍTULO V
DEFINIÇÃO DA REGIÃO DE TRABALHO VIA MODOS DE TRANSFERÊNCIA
METÁLICA
Neste capítulo são apresentadas as atividades relacionadas à definição da região de
trabalho, ou seja, das condições de soldagem a serem utilizadas com os arames tubulares.
São relacionados à definição da distância bico de contato-peça, à definição do modo de
transferência a partir do mapeamento da transferência metálica do arame tubular de liga
FeCrC e da avaliação do desempenho deste arame dentro das regiões de transferência.
5.1. Definição da distância bico de contato-peça
Desejava-se estudar o comportamento da transferência metálica dos arames
tubulares para se identificar uma condição de soldagem que pudesse proporcionar elevada
produtividade e ao mesmo tempo, boas propriedades do revestimento. Foi necessário,
entretanto, definir inicialmente qual a distância bico de contato-peça (DBCP) a ser utilizada
nesse estudo.
O fabricante dos arames tubulares usados neste trabalho recomenda a soldagem
dos mesmos com uma DBCP de 15 mm, com equipamento MIG/MAG e de 35 mm com
equipamento “TeroMatec”, sem uma boa justificativa para a mudança. Entretanto, este valor
é inferior ao sugerido pela AWS (1991), segundo a qual para a soldagem com arames
tubulares autoprotegidos (este caso) o comprimento do eletrodo pode variar na faixa de 19 a
95 mm. Em função disso, alguns ensaios foram realizados preliminarmente com o arame de
referência deste trabalho, o arame de liga FeCrC, para se definir a faixa de DBCP que se
conseguiria soldar com arco estável com o mesmo e, consequentemente, definir quais
condições fixas de distância bico de contato-peça seriam utilizadas em seqüência. Os testes
com respectivos parâmetros e condições de soldagem são apresentados na Tab. 5.1.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
110
Denominou-se de condição estável àquela onde se obtinha pequena turbulência do
arco e da poça de fusão, regularidade na ocorrência de picos de corrente e do período de
curto-circuitos, culminando na obtenção de cordões de solda com perfis mais regulares ao
longo do seu comprimento e em menor projeção de respingos, segundo critérios de
Hermans e Den Ouden (1999).
Foi tomada inicialmente, para a realização dos ensaios, a velocidade de alimentação
do arame (V
alim
) de 7 m/min e um valor intermediário na faixa de tensão recomendada pelo
fabricante (24 V), buscando obter um valor de corrente média próximo do valor
recomendado. Em seguida, realizaram-se diversos testes variando-se a DBCP. Como visto
na Tab. 5.1, a variação da DBCP, de 15 até 40 mm apresentou condições relativamente
estáveis de soldagem (teste 1 a 7). Entretanto, verificou-se uma ligeira instabilidade na
ocorrência dos curto-circuitos, o que poderia estar sendo causado por uma maior taxa de
alimentação que a taxa de fusão do arame. Em função disso, decidiu-se repetir os testes
com V
alim
inferior (4 m/min) e mesma tensão, obtendo-se soldagem estável até a DBCP de
35 mm (teste 8 a 13).
Em seguida, outros testes (14 a 27) foram realizados variando-se a tensão até o
valor máximo de 40 V, com DBCP de 20 e 35 mm. A obtenção de condições de soldagem
estáveis, indicaram a utilização dessas duas DBCPs para se efetuar o mapeamento da
transferência metálica, de forma a se identificar os modos de transferência, bem como, as
linhas de fronteira entre esses. A DBCP inferior (20 mm) foi escolhida pela orientação da
AWS (1991) e a superior (35 mm), por ser a máxima estável e dessa forma proporcionar
maior produtividade da solda, ou seja, maior taxa de fusão do arame.
A Figura 5.1 foi construída com os dados da Tab. 5.1 e ilustra os efeitos da DBCP
sobre a corrente de soldagem, com a variação da velocidade de alimentação e da tensão.
Observa-se na Fig. 5.1a que a corrente de soldagem foi superior, tanto com a redução da
DBCP, quanto com o aumento da V
alim
e na Fig. 5.1b, o mesmo efeito, tanto para a menor
DBCP, quanto para a maior tensão.
Esse comportamento em fonte de potencial constante (a utilizada) ocorre segundo
Wainer, Brandi e De Mello (1992), pois a fonte se auto-regula para manter o comprimento do
arco constante. Assim, um aumento da tensão leva a um aumento do comprimento do arco
e redução no comprimento do arame, fato que leva a fonte de soldagem a responder com
aumento da corrente. Com a redução da DBCP, reduz-se a resistência do eletrodo e o seu
aquecimento por efeito joule, reduzindo a taxa de fusão, o que leva a um aumento da
tensão, sendo compensado pela fonte de soldagem com um aumento na corrente. Por sua
vez, o aumento da V
alim
tende a diminuir o comprimento do arco; o aumento da corrente,
leva ao aumento da taxa de fusão que restabelece o comprimento do arco.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
111
Tabela 5.1 - Testes para definição da DBCP com arame FeCrC, diâmetro de 1,6 mm; Ks e
Kd= 20; sem gás de proteção; Cd= 20.
Teste
N
o
Tensão (V) V
alim
(m/min)
I
m
(A)
V
sold
(cm/min)
DBCP
(mm)
Condição de
Soldagem
U
r
U
m
01 24 21,2 7,0 323 35,0 15 estável
02 24 22,2 7,0 286 35,0 20 estável
03 24 22,7 7,0 270 35,0 25 estável
04 24 23,3 7,0 240 35,0 30 estável
05 24 23,5 7,0 231 35,0 35 estável
06 24 23,7 7,0 225 35,0 40
instável
07 24 - 7,0 - 35,0 45
instável
08 24 23,2 4,0 219 20,0 15 estável
09 24 23,5 4,0 186 20,0 20 estável
10 24 23,6 4,0 181 20,0 25 estável
11 24 23,7 4,0 168 20,0 30 estável
12 24 23,9 4,0 165 20,0 35 estável
13 24 23,4 4,0 160 20,0 40
instável
14 24 23,9 4,0 165 20,0 35 estável
15 26 25,7 4,0 165 20,0 35 estável
16 28 27,7 4,0 168 20,0 35 estável
17 30 30 4,0 168 20,0 35 estável
18 32 32 4,0 178 20,0 35 estável
19 34 34,7 4,0 180 20,0 35 estável
20 36 36,2 4,0 185 20,0 35 estável
21 38 38,1 4,0 187 20,0 35 estável
22 40 41,6 4,0 187 20,0 35 estável
23 24 23,9 4,0 186 20,0 20 estável
24 28 27,8 4,0 189 20,0 20 estável
25 32 32,1 4,0 190 20,0 20 estável
26 36 35,9 4,0 197 20,0 20 estável
27 40 40,2 4,0 205 20,0 20 estável
Onde: Ks= indutância de subida; Kd= indutância de descida; Cd= constante de deposição
(V
alim
/V
sold
); U
r
= tensão de referência; U
m
=tensão média; V
alim
= velocidade de alimentação do
arame; I
m
= corrente média; V
sold
=velocidade de soldagem.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
112
Figura 5.1 – Avaliação da distância bico de contato peça: DBCP x Valim x Corrente média
(a) e Tensão x DBCP x Corrente média (b).
5.2. Mapeamento da transferência metálica do arame FeCrC
Após definição da DBCP a ser utilizada, foram realizados testes para conhecer o
comportamento do arame FeCrC (o arame tomado como referência) durante a soldagem.
Com esse estudo, entretanto, não se pretendia esgotar todas as questões relativas à
transferência metálica do arame, mas sim, poder esboçar mapas de tensão “versus”
velocidade de alimentação (V
alim
), de forma a permitir a identificação do modo de
transferência a partir da seleção de determinado conjunto de parâmetros de soldagem.
Iniciou-se, portanto, com o mapeamento da transferência metálica do referido arame, com
DBCP de 20 mm e 35 mm, conforme procedimentos descritos no Cap. 3, Desenvolvimento
Experimental.
A Tabela 5.2 destaca os parâmetros de soldagem, tensão de referência (U
r
), tensão
média (U
m
), velocidade de alimentação de referência (Valim
r
), corrente média (I
m
),
velocidade de soldagem (Vsold), além da classificação da transferência (Transf) dos testes
realizados com DBCP de 20 mm. A Tab. 5.3 faz apresentação similar dos testes com DBCP
de 35 mm. Manteve-se na fonte de soldagem utilizada, um valor médio de indutância, Ks
(indutância de subida) e Kd (indutância de descida) iguais a 20, de forma a se obter uma
baixa projeção de respingos.
Os modos de transferência metálica identificados foram: transferência por curto-
circuito (CC), globular (GL), globular repulsiva (GLr), além de uma região de transição
globular repulsiva/curto-circuito (GLr-CC).
Os mapas foram construídos após a identificação dos modos de transferência
metálica, a qual foi realizada a partir da análise dos oscilogramas e das imagens obtidas
com câmera de alta velocidade, conforme apresentado no Capítulo 3.
a)
b
)
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
113
Tabela 5.2 – Parâmetros de soldagem e modos de transferência para os principais testes
com DBCP de 20 mm. Arame tubular FeCrC de 1,6 mm; constante de deposição (Cd)= 20.
Teste
N
o
U
r
(V)
U
m
(V)
Valim
r
(m/min)
I
m
(A)
Vsold
(cm/min)
Transf
01 20 20,0 3,0 162 15,0 CC
02 20 18,0 9,0 304 45,0 CC
03 22 21,3 5,0 242 25,0 CC
04 22 19,1 9,0 356 45,0 CC
05 24 23,9 3,0 171 15,0 CC
06 24 21,6 7,0 308 35,0 CC
07 26 25,9 3,0 184 15,0 CC
08 26 25,6 5,0 258 25,0 CC
09 26 23,5 9,0 362 45,0 CC
10 28 28,0 3,0 189 15,0 GLr-CC
11 28 27,7 7,0 321 35,0 CC
12 28 26,9 13,0 391 65,0 CC
13 30 30,2 3,0 192 15,0 GLr-CC
14 30 30,2 5,0 269 25,0 GLr-CC
15 30 30,1 7,0 331 35,0 CC
16 30 29,0 13,0 401 65,0 CC
17 32 32,2 3,0 200 15,0 GLr
18 32 32,2 7,0 330 35,0 GLr-CC
19 32 31,6 11,0 395 55,0 CC
20 32 32,1 13,0 437 65,0 CC
21 34 34,2 3,0 189 15,0 GLr
22 34 34,1 5,0 271 25,0 GLr-CC
23 34 35,3 7,0 300 35,0 GLr-CC
24 34 34 9,0 386 45,0 CC
25 36 36,2 3,0 200 15,0 GLr
26 36 36,1 5,0 278 25,0 GLr
27 36 36,1 7,0 336 35,0 GLr-CC
28 36 36,1 9,0 374 45,0 GL
29 36 35,8 11,0 372 55,0 CC
30 36 35,8 13,0 405 65,0 CC
31 38 38,1 3,0 197 15,0 GLr
32 38 38,1 7,0 334 35,0 GLr
33 38 38,1 9,0 376 45,0 GL
34 38 38,0 11,0 403 55,0 GL
35 40 40,3 5,0 280 25,0 GLr
36 40 40,3 7,0 337 35,0 GLr
37 40 38,1 13,0 448 65,0 CC
38 42 42,2 5,0 301 25,0 GLr
39 42 42,2 9,0 402 45,0 GL
40 42 42,2 11,0 436 55,0 GL
41 42 41,7 13,0 464 65,0 CC
42 44 44,1 5,0 303 25,0 GLr
43 44 44,2 7,0 367 35,0 GLr
44 44 44,1 9,0 427 45,0 GL
45 44 43,4 11,0 453 55,0 GL
46 44 42,7 13,0 456 65,0 GL
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
114
Tabela 5.3 – Parâmetros de soldagem e modos de transferência para DBCP de 35 mm.
Arame tubular FeCrC de 1,6 mm; constante de deposição (Cd)= 20.
Teste
N
o
U
r
(V)
U
m
(V)
Valim
r
(m/min)
I
m
(A)
Vsold
(cm/min)
Transf
01 20 20,0 3,0 117 15,0 CC
02 22 22,2 5,0 175 25,0 CC
03 24 24,1 3,0 125 15,0 CC
04 26 25,2 7,0 235 35,0 CC
05 28 27,8 3,0 128 15,0 CC
06 28 27,6 5,0 200 25,0 CC
07 28 26,8 9,0 280 45,0 CC
08 30 30,0 5,0 207 25,0 CC
09 30 28,9 9,0 284 45,0 CC
10 30 29,4 13,0 354 65,0 CC
11 32 32,1 5,0 206 25,0 GLr-CC
12 32 31,9 9,0 298 45,0 CC
13 32 31,6 11,0 332 55,0 CC
14 32 31,5 13,0 347 65,0 CC
15 32 30,3 15,0 372 75,0 CC
16 34 34,1 5,0 219 25,0 GLr-CC
17 34 34,3 9,0 288 45,0 CC
18 34 35,3 11,0 305 55,0 CC
19 36 38,0 5,0 217 25,0 GLr-CC
20 36 36,6 9,0 282 45,0 CC
21 36 37,1 11,0 320 55,0 CC
22 38 40,1 5,0 217 25,0 GLr-CC
23 38 38,1 9,0 294 45,0 GLr-CC
24 38 38,1 11,0 347 55,0 CC
25 38 39,0 13,0 368 65,0 CC
26 38 37,5 17,0 406 85,0 CC
27 40 40,3 5,0 226 25,0 GLr
28 40 40,2 9,0 307 45,0 GLr-CC
29 40 40,2 11,0 342 55,0 GLr-CC
30 40 40,2 13,0 372 65,0 CC
31 40 40,1 15,0 388 75,0 CC
32 42 42,5 11,0 346 55,0 GLr-CC
33 42 42,2 13,0 366 65,0 GLr-CC
34 42 41,9 17,0 419 85,0 CC
35 44 44,2 5,0 234 25,0 GLr
36 44 44,1 7,0 281 35,0 GLr
37 44 44,2 9,0 274 45,0 GLr
38 44 44,1 11,0 367 55,0 GLr
39 44 44,2 13,0 386 65,0 GLr
40 44 44,1 15,0 399 75,0 GLr
41 44 43,9 17,0 422 85,0 CC
42 46 46,1 9,0 331 45,0 GLr
43 46 46,1 11,0 356 55,0 GLr
44 46 46,1 13,0 378 65,0 GLr
45 46 45,1 15,0 399 75,0 GLr
46 48 47,3 9,0 333 45,0 GLr
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
115
Os testes foram realizados variando-se o ajuste da tensão e a velocidade de
alimentação desde o limite mínimo até o limite máximo possível de soldar. No limite inferior,
a taxa de alimentação do arame era superior à taxa de fusão, provocando o enrolamento do
arame sobre a superfície da chapa ou o deslizamento das roldanas de alimentação, devido
à baixa compressão das mesmas (para não deformar o arame). No limite superior ocorria
situação oposta, com arco excessivamente longo e condição de soldagem instável. Nesse
caso ocorria a fusão do arame no bico de contato ou, ainda, no caso da DBCP de 35 mm,
ocorria a projeção de pedaços do arame sob a poça de fusão e superfície da chapa,
gerando grande instabilidade do arco ocorrido, provavelmente, devido à elevada velocidade
de alimentação e ao grande comprimento energizado do arame, que provocava o seu
rompimento na altura do bico de contato antes que ocorresse a sua fusão regular.
5.2.1. Identificação dos modos de transferência metálica
Um aspecto da formação e da transferência da gota do arame tubular que difere
sensivelmente do arame maciço, observado na análise das imagens obtidas, tem relação
com a presença do fluxo no seu interior. A gota se forma a partir da fusão do anel externo e
às vezes vai crescendo em torno do fluxo, sem que este se funda e integre à mesma. Isso
ocorre, pois devido à característica isolante do fluxo, a corrente de soldagem percorre o
arame através do anel metálico externo, cuja fusão leva à formação e crescimento da gota
até que o conjunto de forças atuantes provoque a sua transferência.
Em alguns casos foram também observados que quando ocorre menor turbulência
do arco e menor repulsão da gota, o crescimento desta faz com que a mesma acabe
envolvendo o fluxo e arrastando-o durante a transferência. Em outros, na presença de uma
maior força de repulsão, a gota é destacada de forma não axial e o fluxo sólido, fixo na
ponta do arame, é absorvido pela poça devido à alimentação constante. Os modos de
transferência identificados são apresentados e descritos em seqüência.
5.2.1.1. Transferência por curto-circuito (CC)
A transferência das gotas nesse modo de transferência ocorre pela ação da tensão
superficial após o contato destas com a poça, como ilustrado na Fig. 5.2, a qual mostra na
seqüência de imagens com intervalos de 5 milisegundos (ms), a ocorrência de dois curto-
circuitos. Um ciclo completo pode ser observado desde o início da formação da gota (quadro
41) até o momento do curto-circuito propriamente dito (quadro 131), a partir do qual ocorre,
então, o destacamento.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
116
Figura 5.2 – Seqüência de imagens da transferência CC com intervalo de 5 ms entre
quadros.
É possível verificar que a gota se forma na parte externa do arame eletrodo, no anel
metálico, vai crescendo e girando em torno deste, provavelmente devido à turbulência dos
vapores, até o momento do curto-circuito (quadros 51-121, na Fig.5.2). Devido ao pequeno
comprimento do arco, o fluxo é envolvido pela gota metálica e destacado do arame junto
com esta, não sendo possível identificar se o mesmo se destaca fundido, parcialmente
fundido ou sem que ocorra a fusão.
A Figura 5.3 apresenta um oscilograma típico de transferência por curto-circuito, cujo
teste foi realizado com tensão de 24 V, velocidade de alimentação de 5 m/min e com DBCP
de 20 mm, onde podem ser observados os picos de corrente ocorridos quando do contato
da gota fundida na ponta do arame com a poça de fusão, quando a corrente sobe
instantaneamente e provoca uma queda na tensão do arco.
Figura 5.3 – Oscilograma ilustrativo da transferência CC.
01
11
21
31
41
51
61
71
81
91
101 121 131 141 151
161
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
117
5.2.1.2. Transferência globular repulsiva (GLr)
Nesse modo de transferência, a gota é formada pela fusão do anel metálico externo,
vai crescendo e girando em torno deste, sob elevada força de repulsão, provavelmente
devido à turbulência dos vapores gerados na região do arco. Essa força de repulsão
combinada com o maior comprimento do arco (em comparação com a transferência CC)
retarda a transferência, provocando o crescimento da gota, a qual atinge tamanho maior que
o diâmetro do arame e sendo transferida em vôo livre, de forma não axial. A Fig. 5.4
apresenta uma seqüência de imagens da transferência GLr com intervalo de 1,0 ms entre
quadros, permitindo visualizar, quadro a quadro, aspectos da formação, crescimento e
transferência da gota metálica, além do movimento de rotação da mesma em torno do
próprio eixo.
Figura 5.4 – Seqüência de imagens da transferência GLr com intervalo de 1,0 ms entre
quadros, ilustrando a rotação da gota.
A explicação de Stenbacka & Persson (1989), para a repulsão da gota, na soldagem
com arames maciços é que, com o aumento da corrente de soldagem, a força
eletromagnética pode apresentar ordem de magnitude superior à força gravitacional (em CC
polaridade positiva). Caso a área anódica do lado inferior da gota seja pequena, poderá
ocorrer uma concentração de corrente dentro da gota (densidade de corrente convergente),
resultando em uma força eletromagnética ascendente que atua na gota. Além dessa força
eletromagnética ascendente, atua também uma força no lado inferior da gota resultante da
expansão gasosa e vaporização. Essas forças, juntamente com a tensão superficial (arame
e gota) agem no sentido de favorecer o crescimento da gota, contrapondo, assim às forças
que atuam na transferência, como a força gravitacional e a força eletromagnética, dentre
outras.
metal
fluxo
fluxo
fluxo
fluxo
03
05
07
09
11
13
15
17
19
21 23 25 27 29
31
fluxo
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
118
Essa explicação parece não se aplicar fielmente à soldagem com arame tubular,
devido, principalmente à presença do fluxo no interior do arame, fazendo com que a
passagem da corrente seja pelo anel externo levando conseqüentemente à maior densidade
de corrente, conforme citado por Wang, Liu & Jones (1995). A presença do fluxo sólido no
centro da área de fusão (do arame) pode aumentar o efeito da força de expansão gasosa
e/ou de vapores metálicos, aumentando a repulsão do metal fundido em torno do arame.
Esse metal fundido ao girar em torno do arame vai se aglutinando e formando a gota
metálica descentralizada em relação a este até que, devido ao grande volume, seja
destacada, como pode ser constatado nos quadros 01 a 07 da Fig. 5.4.
Outro fator que deve contribuir para este fenômeno pode estar relacionado à baixa
afinidade química entre o metal do anel e o material do fluxo. Em função disso, ao invés de
se formar a gota na extremidade inferior do arame, como ocorre nos arames maciços, o
metal fundido, sob a ação da tensão superficial aliada à repulsão dos gases promova uma
“escalada” através do fluxo, em sentido contrário à alimentação do arame.
Em muitas situações o fluxo não é integrado à gota, permanecendo intacto, no
estado sólido ou pastoso, após o destacamento desta (vide quadros 05 a 15); vai se
aproximando da poça devido à alimentação constante, podendo vaporizar ou fundir sob o
calor do arco, mergulhar na poça, ainda ligado ao arame ou quebrar-se (quadro 17 a 21),
sendo absorvido em forma de pedaços de fluxo. Nota-se na Fig. 5.4, que ao destacar-se de
forma não axial, a gota não arrastou o fluxo consigo, e este ao transferir-se apresentava um
formato pastoso, devido à presença de resíduos metálicos fundidos remanescentes da gota,
aspecto verificado pela variação de forma do mesmo na seqüência de quadros.
Apesar de se observar a projeção de gotas lateralmente ao eixo da solda, sobre a
poça e a superfície da chapa, observou-se uma predominância de projeções para frente, no
sentido do deslocamento da tocha. Isso se deve provavelmente à presença da poça de
fusão e ao material solidificado na região oposta ao sentido de avanço da tocha (cordão de
solda) que funcionaria como um anteparo provocando uma turbulência na expansão dos
gases para frente e para cima, na região do arco. Isso, além de impulsionar a gota para
frente, imprimiria nesta um movimento de rotação, em um eixo transversal ao eixo da solda.
Os quadros 05 a 27 da Figura 5.4, ilustram o movimento de rotação da gota. Nessa
figura, a seta indica o eixo longitudinal da gota, permitindo acompanhar a rotação do eixo
quadro a quadro. Ressalta-se, ainda, que quando a gota é destacada para a frente, no
sentido do movimento da tocha (este caso), esta gira em sentido anti-horário e quando se
destaca para trás, gira no sentido oposto. Apesar de nos primeiros quadros da referida
figura, a gota estar direcionada para frente, no sentido do deslocamento da tocha, antes do
destacamento a mesma girava aleatoriamente em torno do arame.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
119
A Figura 5.5 permite visualizar aspectos gerais de um oscilograma da transferência
GLr, referente a um teste efetuado com tensão de 38V, velocidade de alimentação de 5
m/min e com DBCP de 20 mm. Neste caso, a oscilação dos sinais de corrente são
característicos da oscilação do comprimento do arco pelo crescimento e rotação da gota na
extremidade do arame.
Figura 5.5 – Oscilograma ilustrativo da transferência GLr.
5.2.1.3. Transferência globular (GL)
Esse modo de transferência não foi observado nas soldagens com DBCP de 35 mm.
Por outro lado, com 20 mm ocorreu em uma região bem definida com tensão de soldagem
na faixa de 36 a 44 V, velocidade de alimentação na faixa de 9 a 13 m/min e corrente
relativamente alta, entre 374 e 456 A, como pode ser visto na Tab. 5.2. A Fig. 5.6 ilustra
uma seqüência de quadros da transferência globular, com intervalo de 2,5 ms, permitindo
observar aspectos da formação e transferência da gota nessa região.
Nessa região, dados os elevados valores de tensão e corrente, seria esperada
transferência do tipo goticular (“spray”). Entretanto, foi identificada como globular de acordo
com o critério adotado para a classificação dos modos de transferência com arames sólidos
com base no tamanho das gotas, já que estas apresentavam tamanho superior ao diâmetro
do arame. Além disso, a regularidade da transferência, em termos de freqüência e
geometria da gota também não combinava com a da transferência goticular de arames
sólidos descrita por Scotti (2000); Ferraresi, Figueiredo e Hiap Ong (2003) e Luz et al
(2004).
Tal como no modo CC e GLr, a gota se forma na parte externa do arame eletrodo, no
anel metálico; em seguida vai crescendo e girando em torno deste até o momento do
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
120
destacamento e da transferência em vôo livre (quadros 31 e 71 da Fig. 5.6), concordando
com a descrição de Scotti (2000), segundo a qual, a transferência globular caracteriza-se
pela formação e transferência de gotas com diâmetros superiores ao diâmetro do arame
eletrodo, não ocorrendo contato entre a gota e a poça de fusão.
Figura 5.6 – Seqüência de imagens da transferência GL com intervalo de 2,5 ms entre
quadros.
Este modo de transferência foi mais estável que o modo GLr, inclusive com gotas
menores e com cordões mais uniformes e menor projeção de respingos sobre a superfície
da chapa; ocorreu menor rotação da gota em torno do arame, provavelmente devido ao
menor tamanho e menor intervalo de tempo entre os destacamentos das gotas, as quais
apresentavam formato aproximadamente esférico, apesar da ocorrência de gotas com
geometrias irregulares. Outro aspecto interessante é que as gotas apresentaram formato
menos regular (geometria menos esférica) que para arame tubular com proteção gasosa e
menor tamanho em relação ao diâmetro do eletrodo quando comparado com o arame
maciço, ambos reportados por Luz et al (2004).
As gotas transferiam-se da ponta do arame para a poça de fusão de forma
predominantemente axial e sob o efeito de menor repulsão que no modo GLr, provocando
menor variação de corrente e tensão, proporcionando, assim, oscilogramas ligeiramente
mais regulares que esse modo de transferência, em especial, os sinais de tensão, em
consonância com a ocorrência de arcos de soldagem mais estáveis. A combinação dos
parâmetros provocaria menos instabilidade no arco e/ou menos turbulência nos gases sob a
poça de fusão que no modo GLr. Além disso, devido à transferência axial, ocorria uma
tendência de a gota envolver e arrastar o fluxo para a poça de fusão, semelhante à
transferência CC e diferente da GLr. A Fig. 5.7 apresenta um oscilograma da transferência
globular, referente a um teste efetuado com tensão de 40 V, velocidade de alimentação de 9
m/min e com DBCP de 20 mm, permitindo comprovar a discussão anterior.
01
06
11
16
21
26
31
36
41
46
51 56 61 66 71
76
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
121
Figura 5.7 – Oscilograma ilustrativo da transferência GL.
5.2.1.4. Região de transição globular repulsiva/curto-circuito (GLr-CC)
Apesar de não se caracterizar propriamente como um modo de transferência
metálica, de acordo com a literatura vigente, uma região bem definida do mapa de
transferência foi ocupada por uma forma bem característica de como a gota se transferia do
arame para a poça de fusão. Pela representatividade da área acreditou-se importante
descrevê-la. A Fig. 5.8 ilustra a transição GLr-CC em uma seqüência de quadros com
intervalo de 2,0 ms.
Figura 5.8 – Seqüência de imagens da transferência na região de transição GLr-CC com
intervalo de 2,0 ms entre quadros.
Essa região de transição fica localizada no mapa, entre o modo CC e o GLr. A
elevação da tensão, a partir da região de curto-circuito faz com que, de forma intercalada,
algumas gotas sejam transferidas em vôo livre, de forma não axial e sob repulsão (vide
quadro 05), provavelmente pelos vapores gerados no arco; outras gotas vão crescendo até
05
09
13
17
21
25
29
37
41 45 49 53 57
61
metal
fluxo
fluxo
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
122
que, ao tocarem a poça (quadro 45), sejam sugadas devido à tensão superficial, sendo
transferidas por curto-circuito.
Ressalta-se que apesar do formato mais esférico das gotas, estas apresentavam
tanto o movimento de rotação em torno do eixo do arame, durante a formação e
crescimento, quanto o movimento de rotação em torno do próprio eixo após o
destacamento, tal como ocorria no modo GLr. Foram observadas grande movimentação e
turbulência na poça de fusão, principalmente após a ocorrência de curto-circuito quando,
devido ao aumento da corrente, a gota era bruscamente sugada pela poça (vide quadro 53
da Fig. 5.8).
Nos quadros 5 a 17 da Figura 5.8 verifica-se que, durante o destacamento da gota,
esta não carregou o fluxo, o qual se manteve praticamente intacto e aderido ao eletrodo.
Ainda nos quadros citados da referida figura, após a transferência GLr e nos quadros 49 a
61, após a transferência CC, observa-se o escoamento de material fundido do anel metálico
(de coloração escura) através do fluxo (de coloração mais clara), em direção à poça. Devido
ao avanço contínuo do arame, o fluxo desprotegido do anel metálico ao se aproximar da
poça ora quebrava-se e os pedaços eram absorvidos pela poça ou a sua extremidade
inferior desintegrava-se e parte era transferida para a poça e/ou vaporizada.
Um oscilograma característico da transição GLr-CC é apresentado pela Fig. 5.9,
onde se pode observar oscilações típicas da região GLr, conjugada com a oscilação dos
sinais de corrente e tensão típicos da ocorrência de curto-circuito. O oscilograma foi
construído com os dados de soldagem de um teste efetuado com tensão de 34V, V
alim
de 5
m/min e DBCP de 20 mm. Observa-se que tanto a corrente média quanto a tensão do
referido teste foram inferiores aos mesmos parâmetros do teste GLr apresentado na Fig.5.5,
o que teria contribuído para a ocorrência de curto-circuito durante a transferência de metal.
Figura 5.9 – Oscilograma ilustrativo da transição GLr-CC.
Transf CC
Transf GLr
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
123
5.2.2. Mapas de transferência metálica
A Figura 5.10 e a Figura 5.11 apresentam, respectivamente, os mapas de
transferência metálica com DBCP de 20 mm, tensão “versus” velocidade de alimentação
(V
alim
) e tensão “versus” corrente média (I
m
). Os mapas foram construídos após a
identificação dos modos de transferência metálica, com os dados da Tab. 5.2.
Figura 5.10 – Mapa de transferência metálica com DBCP de 20 mm, tensão x velocidade de
alimentação.
Figura 5.11 – Mapa de transferência metálica com DBCP de 20 mm, tensão x corrente
média.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
124
A Figura 5.12 e a Figura 5.13 apresentam mapas equivalentes, para a soldagem com
DBCP de 35 mm. As figuras destacam os testes realizados para a delimitação das regiões
de transferência, bem como, os parâmetros de soldagem, os quais são igualmente
apresentados na Tab. 5.3.
Figura 5.12 – Mapa de transferência metálica com DBCP de 35 mm, tensão x velocidade de
alimentação.
Figura 5.13 – Mapa de transferência metálica com DBCP de 35 mm, tensão x corrente
média.
As linhas cheias nas figuras são utilizadas para indicar a separação das regiões, sem
objetivar, no entanto, delimitar precisamente esse limite. A “Região I” e “Região II” indicam
condições onde a soldagem é impraticável. Na Região I a taxa de alimentação do arame é
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
125
maior que a taxa de fusão, enquanto na Região II a relação é oposta e o grande
comprimento do arco devido à elevada tensão provoca a fusão do arame no bico de contato.
Para DBCP de 20 mm (Figura 5.10 e Figura 5.11), observa-se a ocorrência de quatro
modos de transferência metálica distintos, sendo: curto-circuito (CC), globular (GL), globular
repulsiva (GLr), além da região de transição globular repulsiva/curto-circuito (GLr-CC). As
particularidades desses modos foram discutidas anteriormente. Com DBCP de 35 mm (Fig.
5.12 e Fig. 5.13), o modo globular não foi observado e, além disso, ocorreu uma mudança
na delimitação das regiões, com um deslocamento destas para cima na escala de tensão e
para a direita, no sentido das maiores velocidades de alimentação. A região GLr-CC que foi
obtida a partir da tensão de 28 V com DBCP de 20 mm, só foi encontrada com tensões
superiores a 32 V com o aumento da DBCP para 35 mm. O mesmo ocorreu na região GLr,
cujo limite inferior foi de 32 V com DBCP de 20 mm e passou a 40 V com DBCP de 35 mm.
A maior velocidade de alimentação que se conseguiu soldar com DBCP de 20 mm foi
13 m/min e até 17 m/min, quando se aumentou a DBCP para 35 mm. Como para a mesma
tensão e V
alim
o teste com maior DBCP apresenta menor corrente média, conclui-se que os
maiores valores de V
alim
com DBCP de 35 mm poderão proporcionar a obtenção de maior
taxa de deposição (volume de material depositado na unidade de tempo). Como
conseqüência apresentará maior produtividade, com menor corrente e menor diluição,
quando da aplicação de revestimentos no modo CC, com essa DBCP.
Além disso, a maior extensão da região CC em termos de V
alim
e corrente, aliada aos
menores valores de tensão (Fig. 5.12 e a Fig. 5.13), quando comparados aos demais modos
de transferência, indicam a possibilidade de se trabalhar no modo CC com menor energia de
soldagem. Com isso pode-se obter taxa de fusão semelhante à obtida na soldagem com os
demais modos. Isso poderá ser importante, tendo em vista que o modo de transferência por
curto-circuito tem sido preferido em muitas situações de soldagem de revestimento duro por
permitir a soldagem fora da posição plana.
5.3. Influência dos modos de transferência no desempenho do arame FeCrC
Após o mapeamento da transferência metálica do arame FeCrC, desejava-se avaliar
a influência dos modos de transferência identificados no desempenho operacional do
mesmo em termos de características geométricas do cordão de solda, rendimento de
deposição e diluição do metal de solda, aspectos importantes quanto à soldagem de
revestimentos duros.
Para tanto, foram selecionados nos mapas de transferência 14 posições para a
realização dos testes, com uma repetição de cada. A Fig. 5.14 e a Fig. 5.15 destacam,
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
126
respectivamente, os testes realizados com DBCP de 20 e 35 mm, permitindo identificar os
parâmetros de soldagem de cada teste. Observe-se (nos mapas) que os testes foram
escolhidos buscando repetir para as duas DBCPs, os mesmos parâmetros de soldagem
(V
alim
e tensão de referência da máquina) e ao mesmo tempo, abranger diferentes regiões
de transferência. Dessa forma seria possível comparar os testes realizados, tanto para
diferente DBCP, quanto para diferentes modos de transferência. Os testes foram realizados
com constante de deposição (Cd) igual a 20, ou seja, com mesma relação V
alim
/V
sold
, de
forma a se obter o mesmo volume de metal depositado por comprimento de solda.
A Tabela 5.4 apresenta os parâmetros de soldagem e a média dos parâmetros de
desempenho, cujos resultados serão discutidos em seqüência.
Figura 5.14 – Ilustração dos testes realizados com DBCP de 20 mm.
Posteriormente à soldagem, retiraram-se do centro das chapas, os corpos de prova
para análise macrográfica, os quais foram atacados em solução de Nital 5%. Os corpos de
prova foram fotografados e, em seguida, as imagens foram tratadas no Auto-CAD para a
determinação dos parâmetros geométricos e da diluição. Esta última, através da relação
entre a área fundida e a área total do cordão de solda, como descrito nos Cap. 3 -
Procedimentos Experimentais.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
127
Figura 5.15 – Ilustração dos testes realizados com DBCP de 35 mm.
Tabela 5.4 – Parâmetros de soldagem, parâmetros geométricos, rendimento de deposição e
diluição do metal base para os 14 testes realizados.
Teste
N
o
U
(V)
V
alim
m/min
V
sold
m/min
I
m
(A)
L
(mm)
R
ef
(mm)
R
ef
/L P
n
(mm)
R
d
(%)
Dil
(%)
Transf
01 24
(1)
4,00
0,20 205,1 10,13 3,19 0,315 3,40 93,5 50,91 CC
02 26
(1)
5,00 0,25 237,2 10,45 3,21 0,307 3,42 92,0 48,98 CC
03 34
(1)
5,00 0,25 260,7 12,97 2,59 0,199 3,91 78,4 61,45 GLr-CC
04 40
(1)
5,00 0,25 281,7 13,15 2,13 0,162 4,25 69,6 64,19 GLr
05 30
(1)
10,00 0,50 368,2 11,96 3,14 0,262 3,65 89,8 49,23 CC
06 40
(1)
10,00 0,50 396,9 14,48 2,42 0,167 2,60 88,5 47,08 GL
07 34
(1)
13,00 0,65 414,6 12,58 3,27 0,260 3,78 91,7 51,09 CC
08 26
(2)
5,00 0,25 179,7 8,95 4,29 0,479 1,91 87,7 29,70 CC
09 34
(2)
5,00 0,25 219,4 11,87 2,90 0,244 3,65 76,8 57,62 GLr-CC
10 40
(2)
5,00 0,25 235,1 11,65 3,19 0,274 2,94 68,6 45,11 GLr
11 30
(2)
10,00 0,50 301,2 9,54 3,97 0,416 2,17 85,8 35,69 CC
12 40
(2)
10,00 0,50 340,4 13,03 2,76 0,212 2,38 78,4 41,62 GLr-CC
13 34
(2)
13,00 0,65 357,8 10,14 3,57 0,352 2,46 89,7 35,13 CC
14 40
(2)
17,00 0,85 396,6 10,21 3,10 0,304 2,59 85,3 40,02 CC
Onde: U=tensão; V
alim
=velocidade de alimentação; I
m
=corrente média; L=largura;
R
ef
=reforço; P
n
=penetração; Transf=modo de transferência metálica; R
d
=rendimento de
deposição; Dil= Diluição do metal de solda;
(1)
DBCP de 20 mm;
(2)
DBCP de 35 mm.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
128
5.3.1. Rendimento de deposição
A Figura 5.16, construída com os dados da Tab. 5.4, ilustra a variação do rendimento
de deposição em função da velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm.
Observa-se que os melhores resultados (maior rendimento) foram obtidos pelos testes no
modo CC em ambas as DBCPs, quando com 20 mm foi ligeiramente superior. Os piores
resultados foram obtidos no modo GLr e ficando a transição GLr-CC em uma posição
intermediária.
Com DBCP de 20 mm, o modo GL apresentou rendimento de deposição próximo do
encontrado no modo CC (Fig. 5.16a), discordando de Lima (2001) no que se refere ao
rendimento de deposição dos arames sólidos, onde o modo GL apresentou resultados
inferiores ao CC. Os melhores resultados do modo CC se devem, provavelmente, à maior
estabilidade desse modo de transferência, quando comparado ao modo GLr e à transição
GLr-CC, os quais devido à projeção radial da gota provocam uma salpicagem intensa na
superfície da chapa, próxima ao cordão de solda. Por outro lado, a não observância da
transferência goticular (“spray”), tida como mais estável, favoreceu o modo CC.
Figura 5.16 - Rendimento de deposição x Valim para DBCP de 20 e 35 mm.
5.3.2. Diluição
A Figura 5.17 foi construída com os dados da Tab. 5.4 e apresenta a variação da
diluição em função da velocidade de alimentação do arame. Observa-se que em ambos os
casos, o menor valor de diluição foi obtido com a transferência CC, que apresentou
resultados inversamente proporcionais à DBCP, ou seja, menor diluição para maior DBCP
(35 mm). Com DBCP de 20 mm, a diluição apresentada pelos testes nas regiões GLr e GLr-
CC foi similar, enquanto no teste GL foi ligeiramente inferior ao modo CC. Com DBCP de 35
mm, o modo GLr apresentou diluição intermediária e a região GLr-CC, os maiores valores
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
129
de diluição, apresentando, inclusive, um comportamento inverso aos demais modos de
transferência, quando o teste com maior velocidade de alimentação e conseqüentemente
maior corrente apresentou menor diluição. Destaca-se que devido à adoção de uma
constante de deposição (Cd), quando se aumentou a V
alim
, aumentou-se proporcionalmente
a velocidade de soldagem.
Figura 5.17 - Diluição x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm.
5.3.3. Influência dos modos de transferência na geometria do cordão de solda
A Figura 5.18 ilustra a variação da largura do cordão em função da velocidade de
alimentação e da DBCP. Nota-se, para ambas as DBCPs, que o modo CC apresentou os
menores valores de largura do cordão e que esse parâmetro comporta-se diretamente
proporcional à velocidade de alimentação, isto é, quanto maior a V
alim
, maior a largura. Além
disso, com a DBCP maior (35 mm) a largura do cordão foi inferior que com DBCP de 20 mm
para os testes realizados com o mesmo valor de velocidade de alimentação do arame, em
todos os modos de transferência. Isso se deve ao fato de que quando se aumenta a DBCP
e se mantém os demais parâmetros constantes, como a tensão e a V
alim
, há uma diminuição
do valor da corrente, pois há um aumento do comprimento energizado do arame-eletrodo.
Figura 5.18 - Largura do cordão x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
130
De todos os testes realizados, o teste 6 (40 V, DBCP de 20 mm, transferência GL e
maior energia de soldagem ) foi o que apresentou o maior valor de largura do cordão (14,48
mm). Apesar de ter o mesmo valor de corrente média do teste 6, o teste 14 (40 V, DBCP de
35 mm e transferência CC) teve valor de largura do cordão inferior (10,21 mm). Como o
volume de metal depositado por comprimento de solda foi mantido constante, isso
demonstra a influência da DBCP e do modo de transferência na largura do cordão de solda.
O teste com menor valor de largura (8,95 mm) foi o teste 8, com transferência CC, DBCP de
35 mm e o menor valor de corrente média.
Para a soldagem de revestimentos duros em camada única, onde se prima pela
resistência ao desgaste, acredita-se que em soldas com o mesmo volume de depósito por
comprimento de solda, seja preferível cobrir a superfície com maior número de cordões de
menor largura, que o contrário.
A Figura 5.19 ilustra a variação do reforço do cordão de solda em função da
velocidade de alimentação do arame e da distância bico de contato-peça. Verifica-se que o
modo CC foi o responsável pelos maiores valores de reforço do cordão. Com DBCP de 20
mm, praticamente não ocorreu alteração no valor do reforço com o aumento da V
alim
,
enquanto com DBCP de 35 mm, além de apresentar redução com o aumento da velocidade
de alimentação, os reforços foram maiores que no caso anterior.
Figura 5.19 - Reforço do cordão x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm.
Como citado com relação à largura, os reforços dos testes 6 e 14, apesar de mesmo
valor de tensão e corrente, apresentaram valores diferentes. O teste 6, com transferência
GL e DBCP de 20 mm apresentou reforço inferior ao do teste 14, com transferência CC e
DBCP de 35 mm, o que demonstra a influência do comprimento do eletrodo na transferência
metálica e na geometria do cordão. Ressalta-se, entretanto, que apesar de esses dois testes
terem sido realizados com diferentes velocidades de alimentação, o volume de depósito por
comprimento de solda manteve-se constante.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
131
Nas soldas de revestimento duro, geralmente, a penetração é um parâmetro que
precisa ser minimizado por ter influência direta na diluição do metal de solda e,
conseqüentemente, na composição química do revestimento, desde que mantenha um valor
mínimo que dê a ligação e suporte suficiente ao cordão de solda. A Fig.5.20 apresenta a
variação da penetração em função do modo de transferência e da distância bico de contato-
peça. Pela sua análise observa-se que os menores valores de penetração ocorrem para
maior DBCP e com uma tendência de aumento à medida que se aumenta a velocidade de
alimentação do arame, e, conseqüentemente, a corrente de soldagem.
Figura 5.20 - Penetração x velocidade de alimentação para DBCP de 20 e 35 mm.
Com DBCP de 35 mm, entretanto, a região de transição GLr-CC apresentou uma
redução à medida que se aumentou a velocidade de alimentação, mas que coincidiu
também com um aumento da tensão do arco. Nesse caso, a menor penetração ocorreu
para transferência CC, mas com DBCP de 20 mm, o teste 6 (GL) teve a mesma penetração
que o teste 14 (CC, 35 mm) com mesmo valor de corrente média.
A Figura 5.21 ilustra a relação reforço/largura x Valim para DBCP de 20 e 35 mm,
permitindo observar que em ambas as DBCPs utilizadas, o modo CC apresentou os maiores
valores dessa relação, sendo a DBCP de 35 mm superior e os demais modos de
transferência apresentando resultados aproximados.
Acredita-se que nas soldas de revestimento, uma maior relação reforço/largura seja
desejável principalmente nas situações de uma única camada de solda. Além disso, verifica-
se pela Fig. 5.21 que ocorreu uma tendência de redução dessa relação com o aumento da
velocidade de alimentação do arame, com o volume do depósito constante por comprimento
de solda. Isso pode ser explicado pela tendência de aumento da largura e redução do
reforço para maiores valores de V
alim
e conseqüente aumento da corrente de soldagem,
como visto anteriormente.
Definição da Região de Trabalho - Transferência Metálica
132
Figura 5.21 – Relação reforço/largura x Valim para DBCP de 20 e 35 mm.
5.4. Comentários finais do capítulo
¾ A soldagem com DBCP de 35 mm apresentou transferência metálica nos modos CC,
GLr e uma região de transição GLr-CC; permitiu a soldagem numa faixa de tensão e
velocidade de alimentação superior à obtida com DBCP de 20 mm e possibilitou a
soldagem em condições estáveis com valores de corrente inferiores aos obtidos com
DBCP de 20 mm, o que é particularmente importante para se obter baixa diluição na
aplicação de revestimentos duros;
¾ A soldagem com DBCP de 20 mm apresentou, além dos modos de transferência
acima, o modo GL;
¾ Na faixa investigada não se verificaram outros modos de transferência metálica,
como a goticular ou goticular com elongamento, presentes em arames sólidos e
outros arames tubulares;
¾ O aumento da DBCP, além de levar a uma redução da corrente de soldagem para
tensão e velocidade de alimentação constante, deslocou as regiões de transferência
para cima, no sentido de maiores tensões e para a direita no sentido das maiores
velocidades de alimentação;
¾ A soldagem na região de curto-circuito apresentou os melhores resultados para a
aplicação de revestimentos duros, especialmente com DBCP de 35 mm e com
menor velocidade de alimentação, sendo responsável por elevado rendimento de
deposição, menor penetração e consequentemente, menor diluição do metal de
solda e maior relação reforço/largura;
¾ Esses resultados do arame FeCrC sugerem, para continuidade do trabalho, a
avaliação dos outros dois arames (+Nb e +Ti) em soldagem na região de curto-
circuito.
CAPÍTULO VI
AVALIAÇÃO DE DESEMPENHO DOS TRÊS ARAMES NA REGIÃO DE CURTO-
CIRCUITO
Os bons resultados apresentados pelos ensaios realizados com o arame FeCrC, no
modo curto-circuito, com DBCP de 35 mm levaram à escolha dessa condição para
continuidade do trabalho. Em função disso decidiu-se por realizar a delimitação da região de
curto-circuito com essa DBCP para os outros dois arames (+Nb e +Ti) e realizar nova
bateria de testes com os três para comparar o seu desempenho, como será apresentado em
seqüência.
Na primeira parte é apresentada a delimitação da região de curto-circuito para os três
arames e, na segunda parte, a avaliação do desempenho dos três arames (FeCrC, +Nb e
+Ti) em soldagens por curto-circuito, quanto à diluição, rendimento de deposição, constante
de fusão e freqüência de curto-circuitos.
6.1. Delimitação da região de curto-circuito para os três arames tubulares
Após o completo mapeamento do arame FeCrC, buscou-se delimitar a região de
transferência CC dos outros dois arames (+Nb e +Ti), tendo em vista os bons resultados
apresentados nos trabalhos anteriores, bem como, a possibilidade de soldar com baixa
energia de soldagem em todas as posições, que torna esse modo preferido para a aplicação
de revestimentos duros na maioria das situações.
A delimitação da região CC foi feita a partir de testes de soldagem realizados
variando-se a tensão e a velocidade de alimentação, desde o limite mínimo, quando a
energia de soldagem era insuficiente para fundir o arame com arco estável, até o limite
superior, quando os sinais de soldagem geravam oscilogramas característicos de
transferência diferente do modo CC. A Tab. 6.1 apresenta os parâmetros de soldagem e
Avaliação de Desempenho na Região CC
134
respectivos modos de transferência, para os principais testes realizados com os arames
FeCrC+Nb e FeCrC+Ti. Destaca-se que os testes foram realizados com mesma constante
de deposição (V
alim
/ V
sold
), de forma a manter constante o volume de metal depositado por
comprimento de solda.
Tabela 6.1 – Parâmetros de soldagem e modos de transferência para delimitação da região
de curto-circuito: DBCP de 35 mm; diâmetro de 1,6 mm; Cd=20 (V
alim
/ V
sold
).
Arame FeCrC+Nb Arame FeCrC+Ti
Teste
N
o
U
r
(V)
V
alim
(m/min)
I
m
(A)
Transf
Teste
N
o
U
r
(V)
V
alim
(m/min)
I
m
(A)
Transf
01 22 5,0 - CSI 01 24 3,0 - CSI
02 24 3,0 - CSI 02 24 5,0 169 CSI
03 24 5,0 149 CC 03 24 7,0 170 CSI
04 24 7,0 - CSI 04 26 3,0 - CSI
05 24 9,0 - CSI 05 26 5,0 176 CC
06 26 5,0 154 CC 06 26 7,0 197 CC
07 26 11,0 - CSI 07 26 9,0 - CSI
08 28 3,0 130 CC 08 28 3,0 - CSI
09 28 7,0 199 CC 09 28 5,0 177 CC
10 28 9,0 228 CC 10 28 7,0 217 CC
11 28 13,0 - CSI 11 28 9,0 240 CC
12 30 5,0 160 CC 12 28 11,0 253 CC
13 30 7,0 172 CC 13 28 13,0 - CSI
14 30 11,0 275 CC 14 30 5,0 184 CC
15 30 13,0 284 CC 15 30 7,0 193 CC
16 30 15,0 - CSI 16 30 11,0 296 CC
17 30 17,0 - CSI 17 30 13,0 305 CC
18 32 3,0 - CSI 18 30 15,0 - CSI
19 32 5,0 169 CC 19 32 5,0 204 OMT
20 32 7,0 219 CC 20 32 7,0 231 CC
21 32 9,0 261 CC 21 32 9,0 277 CC
22 32 15,0 325 CC 22 32 15,0 346 CC
23 32 17,0 - CSI 23 32 17,0 - CSI
24 34 5,0 180 OMT 24 34 5,0 - CSI
25 34 11,0 275 OMT 25 34 7,0 245 OMT
26 34 13,0 311 OMT 26 34 11,0 308 OMT
27 34 17,0 337 OMT 27 34 13,0 326 OMT
28 36 9,0 255 OMT 28 36 9,0 280 OMT
29 36 11,0 281 OMT 29 36 13,0 332 OMT
30 36 15,0 337 OMT 30 36 15,0 347 OMT
Onde: U
r
= tensão de referência; V
alim
=velocidade de alimentação do arame; I
m
= corrente
média; Transf= modo de transferência metálica; CSI= condição de soldagem instável; OMT=
outro modo de transferência.
Avaliação de Desempenho na Região CC
135
As Figuras 6.1 e 6.2 apresentam, respectivamente, os mapas de tensão “versus”
velocidade de alimentação e tensão “versus” corrente média, destacando os limites da
região de curto-circuito dos três arames tubulares utilizados.
Figura 6.1 – Região CC para os três arames tubulares, tensão “versus” velocidade de
alimentação.
Figura 6.2 – Região CC para os três arames tubulares tensão “versus” corrente média.
Os mapas foram construídos, após a classificação da transferência metálica, com
base na análise dos oscilogramas de corrente e tensão, cuja configuração dos sinais
permite identificar a transferência por curto-circuito (CC). A “Região I” na parte inferior do
mapa é caracterizada por condições onde a energia de soldagem é insuficiente para a fusão
do arame alimentado, enquanto a “Região II” é representada por outros modos de
transferência (OMT), ou seja, modos de transferência metálica diferentes do modo CC.
A análise das Fig. 6.1 e 6.2 permite observar que a região CC mais ampla foi obtida
com o arame FeCrC, seguida do +Nb e, a menor região, do arame +Ti. O arame FeCrC
Avaliação de Desempenho na Região CC
136
permite a soldagem CC em uma faixa de tensão que vai de 20 a 44 V, velocidade de
alimentação de 3 a 17 m/min e corrente de 120 a 425 A. O arame +Nb na faixa de tensão de
24 a 32 V, 3 a 15 m/min e corrente de 115 a 325 A, enquanto o arame +Ti permite a
soldagem CC numa faixa de tensão de 26 a 32 V, 5 a 15 m/min e corrente de 175 a 350 A.
Como os consumíveis têm o mesmo diâmetro, a diferença na configuração e
parâmetros de soldagem da região de curto-circuito dos mesmos pode ter como um
provável motivo a alteração da tensão superficial gota-arame provocada pela diferente
composição química do fluxo, que proporcionaria, segundo o fabricante, uma composição
química nominal do depósito de solda também diferente, como apresentado pela Tab. 3.1.
6.2. Avaliação de desempenho na região de curto-circuito
Após a delimitação da região de curto-circuito dos três arames foram selecionados
alguns parâmetros dentro da região de intersecção para se efetuar os testes para a
avaliação de desempenho. Os testes foram realizados no modo CC, com três níveis de
tensão (28, 30 e 32 V) e três níveis de velocidade de alimentação (6, 8 e 10 m/min),
totalizando 9 testes com cada arame. Dessa forma torna-se possível analisar o efeito da
tensão, da velocidade de alimentação e do tipo de arame nos parâmetros de desempenho
do processo. A Fig. 6.3 destaca os testes realizados dentro das regiões de curto-circuito dos
três arames em um mapa de tensão “versus” V
alim
e a Tab. 6.2 apresenta os parâmetros de
soldagem dos testes realizados, a energia de soldagem, assim como os parâmetros de
desempenho operacional, diluição, rendimento de deposição, constante de fusão e
freqüência de curto-circuitos.
Figura 6.3 – Contornos da região de curto-circuito dos três arames tubulares, destacando os
testes realizados.
Avaliação de Desempenho na Região CC
137
Tabela 6.2 - Parâmetros de soldagem dos testes realizados e parâmetros de desempenho.
Teste
N
o
Arame
tubular
V
alim
(m/min)
V
sold
(cm/min)
U
r
(V)
I
m
(A)
Cf
(mm/A.min)
Es
(kJ/cm)
Fcc
(cc/s)
Dil
(%)
Rd
(%)
1
FeCrC
6 30 28 220,54 27,21 12,35 15 20,88 90,64
2 6 30 30 226,93 26,44 13,62 12 22,95 88,53
3 6 30 32 238,82 25,12 15,28 10 28,54 88,06
4 8 40 28 267,36 29,92 11,23 18 22,72 91,75
5 8 40 30 266,31 30,04 11,98 16 22,35 89,87
6 8 40 32 275,18 29,07 13,21 9 27,53 88,55
7 10 50 28 273,45 32,70 10,27 19 24,59 86,49
8 10 50 30 308,81 32,38 11,12 17 28,13 91,34
9 10 50 32 317,46 31,50 12,19 14 31,99 86,77
10
FeCrC
+Nb
6 30 28 181,11 33,13 10,14 24 19,70 86,18
11 6 30 30 189,65 31,64 11,38 19 27,43 88,30
12 6 30 32 190,79 31,45 12,21 11 33,47 87,61
13 8 40 28 224,27 35,67 9,42 24 17,68 84,02
14 8 40 30 227,86 35,11 10,25 22 22,29 87,53
15 8 40 32 230,42 34,72 11,06 18 23,39 88,83
16 10 50 28 229,04 39,52 8,50 20 15,71 85,59
17 10 50 30 247,27 37,84 9,62 21 23,36 87,62
18 10 50 32 264,76 37,77 10,17 22 23,03 88,62
19
FeCrC
+Ti
6 30 28 197,30 30,41 11,05 6 32,59 71,89
20 6 30 30 201,97 29,71 12,12 7 43,57 78,53
21 6 30 32 215,52 27,84 13,79 9 47,48 75,64
22 8 40 28 231,48 33,55 10,02 9 34,64 82,82
23 8 40 30 238,98 34,49 10,44 6 36,55 74,79
24 8 40 32 270,78 29,54 13,00 11 36,58 78,27
25 10 50 28 243,05 37,03 9,07 13 23,44 75,49
26 10 50 30 266,08 37,58 9,58 10 29,32 84,73
27 10 50 32 267,98 37,32 10,29 9 38,49 86,12
Onde: V
alim
= velocidade de alimentação; V
sold
= velocidade de soldagem; U
r
= tensão de
referência; I
m
= corrente média; Cf= constante de fusão; Es= energia de soldagem; Dil=
diluição; Rd= rendimento de deposição.
Avaliação de Desempenho na Região CC
138
A Tabela 6.3 apresenta os valores médios dos parâmetros de desempenho,
representados pelos 9 testes realizados com cada tipo de arame e o respectivo desvio
padrão, destacando a dispersão dos resultados de cada parâmetro em torno da média. Além
disso, foi feita comparação de médias por análise de variância dos resultados obtidos, tendo
em vista que os 9 testes realizados com cada arame foram executados com parâmetros de
soldagem diferentes.
Tabela 6.3 – Parâmetros de desempenho médios e desvio padrão para os três arames
Tipo de
Arame
Parâmetros de desempenho médios
Dil
m
(%)
DP
Rd
m
(%)
DP
Cf
m
(mm/A.min)
DP
Fcc
m
(cc/s)
DP
FeCrC 25,52 3,95 89,11 1,90 29,38 2,67 14,44 3,50
FeCrC+Nb 22,90 5,27 87,14 1,58 35,20 2,82 20,11 3,98
FeCrC+Ti 35,52 7,17 78,70 4,87 33,05 3,78 8,89 2,32
Onde: Dil
m
= diluição média; Rd
m
= rendimento de deposição médio; Cf
m
= Constante de fusão
média; Fcc
m
= freqüência média de curto-circuitos; DP= desvio padrão.
A energia de soldagem gerada no arco (Es=V.I/V
sold
) influencia a quantidade de calor
transferida para a poça, que por sua vez tem efeitos na diluição da solda. Como a
velocidade de soldagem, conforme citado no Cap. 3, Procedimentos Experimentais, variou
de forma proporcional à velocidade de alimentação do arame pela manutenção da constante
de deposição (C
d
) e, além disso, os parâmetros de soldagem (V
alim
e tensão) foram os
mesmos para os três arames, considera-se constante o aporte de calor imposto sobre a
chapa ao longo da extensão do cordão de solda.
O parâmetro de desempenho denominado constante de fusão (Cf) foi analisado pela
relação entre a extensão de arame fundido, representado pela V
alim
, e a corrente de
soldagem fornecida pela fonte. Isso foi feito, nesse caso, pois se desejava analisar a
influência da corrente de soldagem na fusão do arame eletrodo e não o seu impacto na
superfície da chapa e em aspectos da formação do cordão de solda. Em seqüência, os
resultados serão discutidos.
6.2.1. Diluição
Como citado por Conde (1986), na soldagem de revestimento duro é desejável baixa
diluição do metal de adição para minimizar a dissolução dos elementos de liga adicionados
na solda pelo arame-eletrodo. A Fig. 6.4 ilustra a diluição por tipo de arame, em função da
Avaliação de Desempenho na Região CC
139
tensão e da velocidade de alimentação, para os testes realizados com mesma tensão ou
mesma V
alim
.
Pela Figura 6.4a observa-se que ocorreu redução da diluição para os três arames,
com a redução da tensão, quando o melhor resultado (menor diluição) foi obtido pelo arame
+Nb com a menor tensão. A velocidade de alimentação apresentou comportamento inverso
(exceto para o arame FeCrC), ou seja, reduziu a diluição com o aumento da V
alim
, como
ilustrado na Fig. 6.4b. Nesse caso, novamente o melhor resultado foi obtido pelo arame +Nb,
com a maior V
alim
utilizada. Destaca-se que os testes foram realizados com relação
V
alim
/V
sold
constante.
a)
b)
Figura 6.4 – Diluição por tipo de arame, em função da tensão (a) e em função de V
alim
(b).
A Figura 6.5 ilustra o comportamento da diluição para cada tipo de arame, conforme
os dados apresentados na Tab. 6.2 e Tab. 6.3. Pela Fig. 6.5a observa-se que os três
arames apresentaram comportamentos diferentes quanto à diluição. Enquanto os arames
+Nb e +Ti apresentaram um aumento acentuado da diluição, com o aumento da energia de
Avaliação de Desempenho na Região CC
140
soldagem fornecida pela fonte, com linhas de tendência similares, no arame FeCrC esse
aumento foi inferior, praticamente constante.
O tipo de arame teve significância na diluição. Na Figura 6.5b observa-se que a
menor diluição média foi obtida com o revestimento +Nb e FeCrC, que apresentaram valores
estatisticamente iguais (no teste de hipótese, avaliando-se a significância da diferença entre
os arames, p=0,239) e a maior diluição foi obtida para o revestimento +Ti (p=0,001 em
relação ao FeCrC e de p=0,0005 em relação ao +Nb). A expressiva dispersão dos valores
em torno da média se deve à variação dos parâmetros de soldagem, como V
alim
e tensão.
a)
b)
Figura 6.5 – Diluição x energia de soldagem (a) e diluição média para os três arames (b).
Ressalta-se, entretanto, que apesar dos valores de diluição média do arame FeCrC
serem um pouco superiores ao +Nb (Fig. 6.5b), pelo fato de proporcionar uma menor
inclinação da sua linha de tendência este arame possibilita a obtenção de soldas com menor
diluição para energia de soldagem superior a 10,5 kJ/cm de solda (Fig. 6.5a). A menor
diluição média do arame +Nb, apesar do desvio padrão pouco superior ao FeCrC, pode ser
Avaliação de Desempenho na Região CC
141
resultado da corrente de soldagem inferior aos outros arames para testes realizados com
mesmos parâmetros de soldagem (tensão e V
alim
).
Como o objetivo é encontrar condições onde a diluição seja menor, observa-se que
os melhores resultados (menor diluição) foram obtidos pelos testes com menor tensão e
maior velocidade de alimentação, com destaque, o arame +Nb.
6.2.2. Rendimento de deposição
Por razões de ordem econômica é desejável que o arame-eletrodo assim como as
condições de soldagem contribuam para a obtenção de elevado rendimento de deposição,
de forma a garantir que o máximo possível de metal fundido (do arame) seja incorporado à
solda, minimizando, assim, as perdas por vaporização ou projeção de respingos.
A Figura 6.6 ilustra o rendimento de deposição por tipo de arame, em função da
tensão e da velocidade de alimentação, sendo que os pontos da figura referem-se aos
testes realizados com mesma tensão ou mesma V
alim
.
a)
b)
Figura 6.6 – Rendimento de deposição, em função da tensão (a) e em função de V
alim
(b).
Avaliação de Desempenho na Região CC
142
Observa-se pela Fig. 6.6a
e Fig. 6.6bque apenas o arame +Ti apresentou aumento
mais significativo do rendimento, tanto com o aumento da tensão, quanto da velocidade
de alimentação do arame. O arame +Nb apresentou leve tendência de aumento do Rd
com o aumento da tensão de soldagem.
A Figura 6.7 destaca, de forma comparativa, o rendimento de deposição “versus”
energia de soldagem, bem como, o rendimento de deposição médio para os três arames.
Pela Fig. 6.7a verifica-se que enquanto os arames FeCrC e o +Ti apresentaram tendência
de redução do Rd com o aumento da energia de soldagem, o arame +Nb apresentou
comportamento oposto, ou seja, à medida que se aumentou a energia de soldagem teve
aumentado também o rendimento de deposição. Nesse caso, a maior projeção de
respingos pode ter sido o fator de redução do rendimento nos testes com menor aporte de
calor por comprimento de solda.
a)
b)
Figura 6.7 – Rendimento de deposição x energia de soldagem (a) e Rendimento de
deposição médio para os três arames (b).
Avaliação de Desempenho na Região CC
143
Como verificado no caso da diluição, as curvas dos arames FeCrC e +Nb se
cruzaram para a energia de soldagem próxima de 13 kJ/cm, demonstrando que para
fornecimento de energia inferior a esse valor o arame FeCrC dá melhores resultados de
rendimento de deposição e que acima dessa faixa, o +Nb deve ser preferido.
O tipo de arame teve significância no rendimento de deposição, sendo o nível de
significância da diferença entre o FeCrC e o +Nb, p=0,03 e entre o FeCrC e o +Ti,
p=0,00002, enquanto que entre o +Nb e o +Ti, p=0,0001, caracterizando-os como
estatisticamente diferentes.
Pela observação da Fig. 6.7b comprova-se o maior Rd médio do arame FeCrC para
os testes realizados, seguido do +Nb e com menor rendimento, o arame +Ti que, inclusive,
apresentou um maior desvio padrão. O pior resultado desse último pode estar relacionado
com a maior instabilidade do arco, pelo maior crescimento e repulsão da gota e
conseqüente maior projeção de respingos observada durante as soldagens, quando foi
observada em alguns testes, também a projeção de pedaços de arame sobre a superfície da
chapa.
O objetivo é encontrar condições para os três arames onde o rendimento de
deposição seja superior. Como houve variação pouco regular do rendimento em função da
tensão, pode-se, como no caso anterior (diluição) e dado o maior efeito deste parâmetro nas
propriedades de desgaste, utilizar condições com menor tensão e maior V
alim
, especialmente
com o arame FeCrC.
6.2.3. Constante de fusão
Denominou-se constante de fusão (Cf), à relação entre a velocidade de alimentação
do arame e a respectiva corrente média, visando comparar os três arames, tendo em vista
que para os testes realizados com mesma V
alim
e mesma tensão, os arames apresentaram
valores diferentes de corrente média, implicando em diferentes taxas de fusão para mesma
intensidade de corrente. Observe-se que se poderiam esperar valores próximos de corrente
dada a utilização de mesma V
alim
e ao valor de tensão média similar, já que a fonte operava
no modo tensão constante. Entretanto, a diferença na composição química dos arames e
fluxos pode ter provocado também a diferença na constante de fusão.
Esse critério apresentou-se como elemento importante de análise em casos de
soldagem de revestimento duro por retratar o volume de arame-eletrodo fundido em função
da corrente de soldagem fornecida pela fonte. Como nesses casos (soldagem de
revestimento duro), para se reduzir a diluição do metal de base, procura-se minimizar o
aporte de calor sobre a superfície da peça, considera-se que o arame ou a condição de
Avaliação de Desempenho na Região CC
144
soldagem que apresentar maior constante de fusão (maior volume fundido para mesma
corrente) seja de maior interesse para a aplicação citada, por possibilitar maior taxa de
fusão do arame com menor diluição do metal de base. Faz-se, entretanto, ressalvas a outras
propriedades desejáveis e não analisadas ainda, como a resistência ao desgaste, a dureza
dos depósitos e a microestrutura, dentre outras.
A Figura 6.8 ilustra a constante de fusão por tipo de arame, em função da tensão e
da velocidade de alimentação, a partir dos valores dos testes com mesmos parâmetros.
Observa-se pela Fig. 6.8a,
certa tendência de redução da constante de fusão com o
aumento da tensão. Isso geralmente ocorre porque na soldagem com mesma V
alim
em fonte
de tensão constante, o aumento da tensão, para mesma DBCP, acarreta em aumento do
comprimento do arco e diminui o comprimento energizado do arame. Como conseqüência
ocorre um pequeno aumento da corrente (efeito Joule) e reduz a relação V
alim
/I
m
.
Similarmente, na soldagem com tensão constante, o aumento da V
alim
provoca o aumento da
relação V
alim
/I
m
, contribuindo para se aumentar a constante de fusão, como pode ser
comprovado pela Fig. 6.8b.
a)
b)
Figura 6.8 – Constante de fusão por tipo de arame, em função da tensão (a) e em função
de V
alim
(b).
Avaliação de Desempenho na Região CC
145
A Figura 6.9a destaca a relação velocidade de alimentação “versus” corrente média
para os três arames, a qual foi construída com os valores médios da corrente para os testes
realizados com mesma velocidade de alimentação. Não foi possível fazer a mesma análise
dos casos anteriores (constante de fusão x energia de soldagem), tendo em vista que as
grandezas são proporcionais, já que para a determinação da energia de soldagem leva-se
em conta a corrente média, a qual depende da V
alim
, como também a própria Cf. Além disso,
a V
sold
utilizada é proporcional à V
alim
. A Fig. 6.9b ilustra a constante de fusão média,
permitindo uma análise comparativa entre os três arames.
a)
b)
Figura 6.9 – V
alim
“versus” corrente média (a) e constante de fusão média para os três
arames (b).
Constata-se pela Fig. 6.9a que a relação velocidade de alimentação “versus”
corrente média dos três arames tem comportamento similar, com pequena mudança na
inclinação da curva do arame +Ti e que a corrente aumenta de forma diretamente
proporcional à velocidade de alimentação do arame, ou seja, a corrente aumenta quando a
Avaliação de Desempenho na Região CC
146
V
alim
aumenta. Além disso, verifica-se que para uma mesma V
alim
, o arame +Nb apresentou
menor corrente média seguido do +Ti e do FeCrC, este com maior corrente.
O tipo de arame teve significância quanto à constante de fusão, sendo que o FeCrC
apresentou Cf estatisticamente diferente dos demais arames, com significância estatística
p=0,0004 em relação ao +Nb e p=0,03 em relação ao +Ti. Entretanto, a constante de fusão
dos arames +Nb e +Ti foram consideradas estatisticamente iguais, com p=0,19. Isso pode
ser verificado pela análise da Fig. 6.9b que demonstra a maior constante de fusão para os
arames +Nb e +Ti e com valor inferior, o arame FeCrC.
Essa análise permite concluir que com mesmo valor de corrente média pode-se
fundir maior volume do arame +Nb que dos demais. Isso poderá levar à obtenção de
resultados interessantes do ponto de vista da diluição e produtividade do processo,
principalmente quanto à obtenção de maior produtividade, com diluição inferior.
Sendo desejável maior constante de fusão para se reduzir a diluição do metal de
base (minimizando o aporte de calor sobre a superfície da peça) e ao mesmo tempo garantir
elevada taxa de deposição (pela manutenção da V
alim
) observa-se que os melhores
resultados do parâmetro Cf tenham sido obtidos pela utilização de menor tensão e maior
V
alim
, em especial, com o arame +Nb.
6.2.4. Freqüência de curto-circuitos
Vários critérios para identificação de estabilidade do arco a partir do comportamento
dinâmico da tensão têm sido descritos na literatura (Shinoda, Kaneda e Takeuchi 1989;
Baixo e Dutra, 1990; Adolfsson, 1999; Modenesi e De Avelar, 1999; Hermans e Den Ouden,
1999; Sales et al, 2006; Luksa, 2006; Gomes, De Paiva e Da Costa, 2006). De certa forma
há concordância entre os autores de que condições ótimas de estabilidade correspondem à
observância de diversos aspectos, como, freqüência máxima de curtos-circuitos (cc/s), um
mínimo do desvio padrão na taxa de curtos-circuitos, um mínimo de massa transferida por
curto-circuito e uma perda mínima de metal por respingos. Além disso, a regularidade na
ocorrência de picos de corrente e do período de curto-circuitos também podem ser indícios
de maior estabilidade no momento da transferência.
A freqüência de curto-circuitos (Fcc) foi investigada, considerando-a como um critério
de estabilidade do arco e da transferência metálica, apesar de não ser o único, após a
constatação do comportamento diferente dos três arames durante a soldagem, o que
geravam oscilogramas de corrente e tensão com características distintas entre os mesmos.
Considera-se que a maior Fcc (cc/s) e o conseqüente menor tempo entre as
transferências levam à formação de gotas com menor volume e provoca uma oscilação mais
Avaliação de Desempenho na Região CC
147
uniforme dos sinais de corrente e tensão (portanto, menor oscilação do arco) e uma
transferência de massa mais regular. Isso contribui para facilitar o controle do arco,
principalmente nas soldas efetuadas manualmente (soldagem semi-automática), muito
comuns na soldagem de revestimento duro em campo.
A Figura 6.10 apresenta a freqüência de curto-circuitos “versus” tensão e V
alim
para
os três arames, permitindo constatar que as duas variáveis apresentam efeito inverso na
Fcc. A freqüência de curto-circuitos comporta-se de forma inversamente proporcional à
tensão do arco, ou seja, diminui quando a tensão aumenta (Fig. 6.10a) e diretamente
proporcional à velocidade de alimentação e, consequentemente, da corrente de soldagem
(Fig. 6.10b).
a)
b)
Figura 6.10 – Freqüência de curto-circuitos por tipo de arame, em função da tensão (a) e
em função de V
alim
(b).
A Figura 6.11, construída com dados da Tab. 6.2 e Tab. 6.3 ilustram a freqüência de
curto-circuitos em função da energia de soldagem para os três arames, bem como a
freqüência média de curto-circuitos para os testes realizados. Verifica-se pela Fig. 6.11a que
Avaliação de Desempenho na Região CC
148
a Fcc tende a reduzir com o aumento da energia gerada no arco, quando as linhas de
tendência dos três arames se encontram para energia de soldagem em torno de 15 kJ/cm.
A energia de soldagem é representada aqui em função da energia gerada no arco
por comprimento do cordão de solda, pela relação V.I
m
/V
sold
(Tab. 6.3). Como os testes
foram realizados com uma relação constante V
alim
/V
sold
, a análise pode ser igualmente feita
em função da energia gerada por extensão do arame alimentado (representado pela V
alim
).
Essa última análise talvez seja mais realística para o parâmetro em estudo.
a)
b)
Figura 6.11 – Freqüência de curto-circuitos x energia de soldagem (a) e freqüência média
de curto-circuito para os três arames (b).
O tipo de arame teve significância quanto à freqüência de curto-circuitos, sendo que
o +Nb apresentou maior Fcc, com significância estatística da diferença em teste de hipótese,
p=0,0055 em relação ao FeCrC e p=0,0011 em relação ao +Ti; o arame FeCrC apresentou a
segunda maior freqüência de curto-circuitos, com p=0,000002 em relação ao +Ti, este com
a menor Fcc. Isso permitiu considerá-los como estatisticamente diferentes quanto à
freqüência de curto-circuitos, como pode ser verificado pela análise da Fig. 6.11b. O
Avaliação de Desempenho na Região CC
149
elevado desvio padrão se deve à realização de 9 ensaios com parâmetros de soldagem
diferentes, apesar de os mesmos testes terem sido realizados com cada arame.
O arame +Ti, apesar da menor freqüência de curto-circuitos em comparação aos
outros dois, o que seria indício de menor estabilidade do arco, apresentou menor desvio
padrão, o que indicaria maior regularidade na taxa de transferência dentro da faixa de
tensão e V
alim
utilizada. Além disso, o arame +Nb foi o que apresentou a maior dispersão dos
resultados em torno da média, representada também pela maior inclinação da linha de
tendência na Fig. 6.11a.
A Figura 6.12 apresenta oscilogramas de três testes realizados com mesmos
parâmetros de soldagem (tensão, V
alim
e DBCP), mas com arames tubulares de composição
química diferente.
Observa-se que apesar de condições idênticas de soldagem, os oscilogramas têm
características bem distintas, ou seja, a configuração dos sinais, os valores de corrente
média e a freqüência de curto-circuitos são diferentes. Nota-se na Fig. 6.12b que o arame
+Nb apresentou maior número de curto-circuitos no intervalo de tempo de aquisição,
seguido do arame FeCrC (Fig. 6.12a) e, com o menor número de curto-circuitos, o arame
+Ti, ilustrado pela Fig. 6.12c. Além disso, verifica-se que os sinais de soldagem do arame
+Nb produziram oscilograma mais uniforme, levando a um arco mais estável e que seria de
mais fácil controle por parte do soldador.
Por outro lado, quando se analisa o valor da corrente média (em destaque na Fig.
6.12), a relação não se repete, ou seja, o maior valor de I
m
foi fornecido pelo arame FeCrC,
seguido do +Ti e com um valor menor, o +Nb. Dada a soldagem com mesmos parâmetros,
atribui-se à composição química dos arames, o seu comportamento distinto.
Como os testes foram realizados com mesma V
alim
conclui-se que a menor
freqüência de curto-circuitos equivale a um maior tamanho de gota e vice-versa. Esse maior
crescimento da gota pode estar relacionado com um maior comprimento de arco aliado a
uma maior repulsão da gota, o que contribuiria para um aumento do intervalo entre os curto-
circuitos, fato não aprofundado neste trabalho.
Um estudo mais aprofundado dos fatores que afetam a estabilidade do arco na
soldagem com esses três arames pode ser realizado em trabalhos posteriores, já que esta
etapa se concentra na identificação da faixa de parâmetros a ser utilizada com os mesmos
para o prosseguimento do trabalho.
Considerando que a maior freqüência de curto-circuitos seja importante para
proporcionar maior estabilidade do arco, conclui-se que os melhores resultados tenham sido
obtidos pela utilização de menor tensão (28 V) e V
alim
superior (10 m/min), principalmente na
soldagem com o arame +Nb.
Avaliação de Desempenho na Região CC
150
a)
b)
c)
Figura 6.12 – Comparação dos oscilogramas de soldagens efetuadas com três diferentes
arames tubulares, com os mesmos parâmetros de soldagem.
6.3. Ajuste fino dos parâmetros de soldagem
Com base nos resultados anteriores, verifica-se que a utilização dos parâmetros de
soldagem representados pela tensão de 28 V, e V
alim
de 10 m/min, com DBCP de 35 mm
foram responsáveis pela menor diluição da solda, maior rendimento de deposição, maior
velocidade de fusão e maior freqüência de curto-circuitos. Esses resultados são
Avaliação de Desempenho na Região CC
151
interessantes para a obtenção de melhores propriedades do revestimento, aliados à maior
produtividade e maior estabilidade do arco. Entretanto, como visto na Tab. 6.2, a corrente
média é diferente para cada arame, mesmo quando se ajusta os valores iguais de tensão e
V
alim.
A corrente de soldagem é um parâmetro importante para proporcionar as
características gerais da solda, como o acabamento superficial, a geometria do cordão e a
diluição. Esta última, por sua vez, é fundamental para as propriedades de resistência ao
desgaste do revestimento. Em função disso optou-se por manter constante, além da V
alim
(responsável pela taxa de deposição) e da tensão de referencia da fonte, também a corrente
de soldagem.
Para que isso ocorresse, sem a mudança na velocidade de alimentação do arame,
fez-se pequenos ajustes na DBCP (parâmetro que interfere na corrente) de dois arames,
mantendo o ajuste do arame FeCrC (de corrente média maior) e reduzindo a DBCP de
forma a aumentar a corrente do arame +Ti, de valor intermediário, e do arame +Nb, de valor
inferior (vide Tab. 6.2). Com esse ajuste os testes serão realizados com mesma taxa de
deposição e mesma corrente de soldagem.
Além disso, efetuou-se um ajuste na indutância da máquina, principalmente na
indutância de descida (kd), constatando-se que com isso ocorria uma mudança na
geometria do cordão de solda, pelo aumento da largura e redução do reforço, como pode
ser visto na Fig. 6.13, o que favorecia a operação de revestimento. Constatando-se o efeito
da indutância sobre a geometria do cordão de solda, mas sabendo-se que não é objetivo
desse trabalho estudar o ajuste de indutância da fonte, sugere-se que o aprofundamento do
seu estudo seja efetuado em trabalhos posteriores, inclusive com a medição efetiva da
indutância.
Figura 6.13 – Seção transversal do cordão de solda antes (a) e após o ajuste da indutância
(b).
a)
b)
Avaliação de Desempenho na Região CC
152
Em seguida efetuaram-se cordões de solda de revestimento (cordões paralelos) com
cada consumível para analisar a sua exeqüidade e também para fixar a distância entre
cordões, ou passo da solda (P), responsável pela sobreposição parcial dos cordões. A Tab.
6.4 apresenta os parâmetros de soldagem utilizados para a soldagem das chapas de testes.
Tabela 6.4 – Parâmetros de soldagem para a soldagem das chapas de testes e confecção
dos corpos de prova para ensaio de desgaste. Ks= 20 e Kd= 05.
Tipo de
Arame
D
(mm)
V
alim
(m/min)
V
sold
(cm/min)
U
r
(V)
P
(mm)
DBCP
(mm)
I
m
(A)
FeCrC 1,6 10 50 28 6 35 268,8
FeCrC+Nb 1,6 10 50 28 6 30 270,4
FeCrC+Ti 1,6 10 50 28 7 32 269,3
Onde: D= diâmetro do consumível; I
m
= corrente média; U
r
= tensão de referência; P= passo
da solda ou distância entre centros de cordões adjacentes; DBCP= distância bico de
contato-peça, I
m
= corrente média; ks= indutância de subida; kd= indutância de descida.
6.4. Comentários finais do capítulo
¾ A composição química do arame tubular apresenta influência significativa nos valores
de corrente de soldagem e nos mapas de transferência, em especial, na região de
curto-circuito;
¾ O tipo de arame teve significância na diluição, no rendimento de deposição, na
constante de fusão e na freqüência de curto-circuitos;
¾ O arame da liga FeCrC, apresentou faixa de trabalho na região de curto-circuito mais
ampla que os arames +Nb e +Ti e, além disso, apresentou os melhores resultados de
rendimento de deposição, menor diluição e constante de fusão, além de freqüência de
curto-circuitos intermediária;
¾ O arame de liga FeCrC+Nb apresentou os melhores resultados, representados,
respectivamente, pela menor diluição, maior constante de fusão, maior freqüência de
curto-circuitos, além de elevado rendimento de deposição, próximo ao FeCrC;
¾ O arame de liga FeCrC+Ti apresentou o pior desempenho quanto aos parâmetros
investigados (maior diluição, menor rendimento de deposição e a menor freqüência de
curto-circuitos), exceto pelo resultado intermediário de constante de fusão;
¾ A maior estabilidade da transferência para menor energia de soldagem (combinação
de 10 V e 10m/min), aliada à menor diluição e ao elevado rendimento obtido nessas
condições, concordam com a literatura consultada de se utilizar baixos valores de
Avaliação de Desempenho na Região CC
153
corrente para se obter melhor desempenho de resistência ao desgaste de
revestimentos duros.
¾ Como os melhores resultados foram obtidos com os três arames na condição de
menor tensão (28 V) e maior velocidade de alimentação (10 m/min), decidiu-se então
utilizar esses parâmetros e efetuar o ajuste na DBCP, de forma a se obter a mesma
corrente de soldagem com cada consumível e utilizar essa condição para se construir
os corpos de prova para a avaliação de desgaste, dando-se continuidade ao trabalho.
Avaliação de Desempenho na Região CC
154
CAPÍTULO VII
AVALIAÇÃO DE DESGASTE EM LABORATÓRIO
Neste capítulo são apresentados os resultados relacionados à avaliação de desgaste
que objetivavam verificar, em laboratório, o desempenho de cada liga antes da sua
aplicação em campo, etapa posterior. Referem-se à soldagem das chapas de testes,
confecção dos corpos de prova para a avaliação de desgaste, a avaliação de dureza,
diluição, desgaste (perda de massa e resistência ao desgaste), microestrutura dos depósitos
e porcentagem volumétrica de carbonetos.
7.1. Soldagem das chapas de testes
Foram soldadas vinte chapas de testes com os três tipos de arames tubulares
(FeCrC, +Nb e +Ti) e um eletrodo revestido de liga FeCrC (ER1), sendo cinco com cada
consumível e das quais se extraiu os corpos de prova para a avaliação de desgaste. O
eletrodo ER1 testado durante os trabalhos preliminares (Cap. IV) e amplamente utilizado
pelo setor sucroalcooleiro foi avaliado para servir de referência em uma análise comparativa
do desempenho dos arames tubulares, apesar da utilização de condição de soldagem
diferente dos arames. A sua corrente de soldagem (170 A) foi obtida do catálogo do
fabricante, enquanto a velocidade de soldagem foi ajustada para proporcionar um volume de
solda similar aos arames tubulares.
Devido à diferença na geometria dos cordões para os diferentes arames, mesmo na
soldagem com mesma corrente e tensão (a DBCP foi diferente), para se revestir a mesma
área foi utilizado número diferente de cordões, bem como o espaçamento entre eles (passo
da solda), como visto na Tab. 6.4. As chapas de testes com dimensões de 12,7 x 51 x 200
mm, receberam cordões de solda com 150 mm de comprimento, como ilustrado pela Fig.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
156
7.1, que mostra a superfície de uma chapa de testes, bem como, a região de extração dos
CPs de desgaste, na superfície e na seção transversal da mesma.
Figura 7.1 - Localização do corpo de prova na superfície (a) e na seção transversal da
chapa de teste (b).
A Figura 7.2 ilustra a seção transversal das chapas de testes representativas de
cada consumível, permitindo verificar a presença de porosidades, que foram mais evidentes
no interior do revestimento +Nb. Além disso, quanto a aspectos de formação do
revestimento, pode-se destacar a maior penetração do arame +Ti, responsável pela maior
diluição como será visto a seguir. O revestimento do eletrodo ER1 difere sensivelmente dos
demais por apresentar maior penetração e maior largura de cordão (Fig. 7.2d). Em destaque
na figura, a região de extração dos CPs para análise metalográfica, na extremidade final da
região central das chapas de testes (ilustrada na Fig. 7.1, anterior), no último cordão
soldado.
Figura 7.2 - Seção transversal das chapas revestidas com os quatro consumíveis.
A Figura 7.3 apresenta detalhe da superfície do revestimento, na região central das
chapas de testes, de onde foram retirados os CPs para a avaliação de desgaste. Observa-
FeCrC+Ti
ER1
Poro
c d
FeCrC
a
FeCrC+Nb
b
Avaliação de Desgaste em Laboratório
157
se na figura, a ocorrência de trincas no revestimento FeCrC e +Nb, de porosidades no +Nb
e respingos em todos as amostras, além da maior irregularidade nos contornos dos cordões
do revestimento +Ti. A seta maior posicionada no último cordão executado (todas as
amostras) indica o sentido de progressão da solda.
Figura 7.3 – Detalhe da Superfície das chapas revestidas com os quatro consumíveis.
7.2. Diluição da solda
Sendo a diluição um parâmetro influente nas propriedades do revestimento,
considerou-se importante fazer a sua avaliação. Isso foi feito pela relação entre a área
fundida e a área total da solda na seção transversal da chapa, como descrito no Cap. 3. A
FeCrC+Ti
ER1
Respingo
Respingo
FeCrC
Trinca
Respingo
Poros
Escória
FeCrC+Nb
Trincas
Avaliação de Desgaste em Laboratório
158
Tab. 7.1 apresenta os valores de diluição observados no início e no final do CP, a diluição
média e o desvio padrão para cada consumível utilizado. A Fig. 7.3 ilustra os valores médios
de diluição dos CPS, permitindo observar que a diluição foi diferente para os quatro
consumíveis, apesar de valores similares de corrente média dos arames tubulares. A menor
média de diluição foi obtida pelo arame +Nb, seguido do FeCrC e do +Ti, apesar de
estatisticamente não se poder afirmar vantagem de um sobre o outro no caso dos dois
primeiros. Dentre todos os consumíveis, o eletrodo revestido foi o que proporcionou maior
valor de diluição média, 100% superior ao arame tubular de menor diluição. Entretanto,
destaca-se que o mesmo foi soldado em condições diferentes.
Tabela 7.1 – Resultados de diluição.
Cons
CP
N
o
Dil
i
(%)
Média Dil
i
(%)
Dil
f
(%)
Média Dil
f
(%)
Dil
m
(%)
DP
FeCrC
1.1 17,45
18,39
23,28
24,01 21,20 3,16
1.2 17,78 23,98
1.3 20,18 22,50
1.4 18,28 25,85
1.5 18,24 24,44
FeCrC
+Nb
2.1 15,93
15,10
22,72
23,87 19,48 4,92
2.2 13,72 26,01
2.3 12,55 23,69
2.4 15,29 24,29
2.5 17,99 22,55
FeCrC
+Ti
3.1 25,37
27,30
28,30
27,55 27,42 3,00
3.2 22,86 23,82
3.3 27,49 29,83
3.4 28,86 33,20
3.5 26,62 27,87
ER1
4.1 40,04
37,99
44,18
41,11 39,56 3,43
4.2 37,46 42,01
4.3 37,85 45,61
4.4 35,92 39,33
4.5 35,31 37,84
Onde: Cons= consumível; Dil
i
= Diluição no início do corpo de prova; Dil
f
= Diluição no final do
corpo de prova; Dil
m
= Diluição média do revestimento; DP= desvio padrão de todas as
medições, início e final.
Se comparada a diluição do revestimento (Tab. 7.1) com a diluição de apenas um
cordão de solda (vide teste 7 na Tab. 6.2), verifica-se que a diluição de 24,59% de um
cordão efetuado com o arame FeCrC, com mesmos parâmetros de soldagem (V
alim
, U
r
e I
m
),
é 13,8% superior à diluição do revestimento, apesar da corrente de soldagem similar em
ambos os casos. Isso ocorreu devido à sobreposição parcial dos cordões na soldagem de
Avaliação de Desgaste em Laboratório
159
revestimento, que provocava a refusão de parte do cordão anterior e minimizando o aporte
de calor no metal de base.
Figura 7.4 – Análise comparativa de diluição dos CPs de desgaste por consumível.
No caso dos arames +Nb e +Ti, a diluição do cordão, de 15,7% e 23,4%,
respectivamente (testes 16 e 25 da Tab. 6.2), foi inferior à diluição do revestimento, pois
apesar de mesma V
alim
e U
r
, a corrente média (229 e 243 A) também foi inferior à corrente
da soldagem de revestimento (~270 A). Entretanto, se forem tomados como exemplo dois
testes efetuados com mesma corrente (Tab. 6.2), com esses dois arames (teste 18, +Nb e
teste 24, +Ti) verifica-se que a diluição do cordão é de 16,3% e 24,9% superiores à diluição
do revestimento, devido ao efeito da sobreposição dos cordões de revestimento. A diferença
do arame +Ti foi superior aos demais arames, pois esse apresentou maior fluidez da poça e
cordão com maior largura e menor reforço, fazendo com que a parcela do cordão refundida
tenha sido superior aos demais.
7.3. Dureza do revestimento
Foram feitas três medidas de dureza Rockwell C na superfície retificada, na região
inicial e final de cada corpo de prova, próximo à trilha de desgaste, num total de seis
medidas por CP. Os valores médios obtidos para cada CP (início e final) são apresentados
na Tab. 7.2, a qual apresenta ainda a dureza média por consumível e respectivo desvio
padrão. Observa-se que, devido à maior diluição na extremidade final dos CPs, como visto
na Tab. 7.1, a dureza nessa região foi inferior na maioria dos casos.
A Figura 7.5 ilustra comparativamente por consumível, a dureza média, a dureza
mínima e máxima encontradas em comparação com a faixa de dureza informada pelo
Avaliação de Desgaste em Laboratório
160
fabricante para revestimento em camada única com cada consumível (apresentada no Cap.
3, Procedimentos Experimentais). Observa-se que os valores de dureza obtidos se
encontram todos dentro da faixa especificada pelo fabricante para depósitos em uma
camada e que a dureza média dos revestimentos variou de 56,9 a 61,9 HRC. Dentre os
arames tubulares, a maior dureza média foi obtida pelo +Nb, seguido do +Ti e do FeCrC. O
eletrodo revestido ER1 apresentou dureza média similar ao arame +Nb.
Tabela 7.2 – Resultados de dureza dos CPs.
Cons
CP
N
o
Dureza (HRC)
Dureza
média
(HRC)
DP
Início CP Final CP
FeCrC
1.1 57,5 54,4
56,9 1,0
1.2 56,9 56,5
1.3 56,8 57,0
1.4 58,0 57,5
1.5 58,0 56,7
FeCrC
+Nb
2.1 62,7 60,3
61,9 0,8
2.2 62,0 61,5
2.3 62,7 61,9
2.4 62,5 61,0
2.5 62,0 62,0
FeCrC
+Ti
3.1 58,0 56,5
58,3 1,7
3.2 58,0 60,0
3.3 56,0 61,0
3.4 57,5 59,0
3.5 57,0 60,0
ER1
4.1 61,5 61,0
61,5 0,8
4.2 62,0 61,5
4.3 62,0 63,0
4.4 62,0 61,0
4.5 60,5 60,5
7.4. Desgaste
7.4.1. Preparação dos corpos de prova de desgaste
Os CPs foram retirados da região central das chapas de testes por corte em
cortadora metalográfica. O revestimento foi retificado na superfície até a sua uniformização,
seguido da usinagem da face oposta ao revestimento e das laterais, até a obtenção das
dimensões padronizadas.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
161
Figura 7.5 – Análise comparativa de dureza média, máxima e mínima em função da faixa
fornecida pelo fabricante.
A Figura 7.6 mostra detalhe da superfície dos CPs após a retificação, mas antes da
realização do ensaio de desgaste, destacando a presença de descontinuidades superficiais,
como poros e trincas. Segundo Corrêa et al (2006), as ligas ferro-cromo-carbono são
susceptíveis às trincas de solidificação, as quais agem no sentido de aliviar as tensões de
soldagem. Entretanto, o número de trincas visíveis na superfície revestida com liga ferro-
cromo-carbono e no revestimento de carbonetos complexos estudados por Corrêa et al
(2006) na soldagem em três camadas foi significativamente maior que os obtidos neste
trabalho.
Figura 7.6 – Detalhe dos CPs antes do ensaio de desgaste.
FeCrC+Ti
ER1
10 mm
10 mm
Trinca
Poros
Poros
10 mm
FeCrC
Trinca
Poro
FeCrC+Nb
10 mm
Trincas
Faixa de dureza fornecida
Avaliação de Desgaste em Laboratório
162
7.4.2. Avaliação de Pré-desgaste
Segundo Costa, Klein e De Mello (2001), a taxa de desgaste abrasivo a baixa tensão
estabiliza a partir de certo tempo de ensaio e tende a diminuir com o aumento da dureza do
material. Por isso, antes da realização dos ensaios de desgaste, foi feita a determinação do
tempo de pré-desgaste, ou seja, o tempo em que o desgaste do material entrava em regime.
Para tanto, uma amostra do revestimento de menor dureza (arame FeCrC) foi
montada e submetida ao desgaste por períodos de um minuto. Essa amostra mais
susceptível ao encruamento levaria, segundo Costa, Klein e De Mello (2001), um maior
tempo para estabilizar o desgaste e deveria ser tomada como referência para a realização
do pré-desgaste. Após cada etapa de um minuto, a amostra era retirada, cuidadosamente
limpa em equipamento de limpeza por ultra-som e pesada para avaliação da quantidade de
material perdido por desgaste, quando então retornava a outro ciclo de ensaios, até que se
observasse a estabilização da perda de peso de cada ciclo.
A Figura 7.7 apresenta os resultados do pré-desgaste de uma amostra do arame
FeCrC, onde se observa que a partir do tempo de quatro minutos o desgaste entrou em
regime, ou seja, a amostra passou a perder em torno de 15 mg a cada ciclo de ensaio de
um minuto, contra os 35 mg do primeiro ciclo. Em função disso, para a continuidade dos
ensaios, todas as amostras foram submetidas previamente ao ensaio de pré-desgaste por
um período de cinco minutos ininterruptos, antes do desgaste propriamente dito.
Figura 7.7 – Avaliação de pré-desgaste.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
163
7.4.3. Resultados de desgaste
As vinte amostras pré-desgastadas foram submetidas ao ensaio de desgaste em
abrasômetro Roda de Borracha por um período de 10 minutos ininterruptos, segundo os
procedimentos estabelecidos pela norma ASTM G65-00. Após os quais, foram
cuidadosamente limpas em álcool, secas e pesadas para a determinação da massa perdida
no ensaio. A Tab. 7.3 apresenta os dados resultantes da perda de massa das amostras.
Tabela 7.3 – Dados de desgaste por consumível.
Cons
CP
N
o
Desg
(mg)
Desg
m
(mg)
DP
Desg
Tdesg
m
(mg.m
-1
)
DP
Tdesg
Rdesg
m
(mg.m
-1
)
-1
DP
Rdesg
FeCrC
1.1
230,3
186,7 50,0
0,130 0,035 7,69 2,59
1.2
237,2
1.3
164,5
1.4
115,5
1.5
185,9
FeCrC
+Nb
2.1
50,6
42,2 12,6 0,029 0,009 34,48 13,52
2.2
24,1
2.3
37,3
2.4
42,2
2.5
56,7
FeCrC
+Ti
3.1
133,0
129,5 14,2
0,090 0,010 11,09 1,35
3.2
127,0
3.3
136,3
3.4
144,5
3.5
106,8
ER1
4.1
60,3
53,2 14,7
0,037 0,010 27,03 7,43
4.2
47,3
4.3
75,1
4.4
37,3
4.5
46,0
Onde: Desg= Desgaste por CP; Desg
m
= Desgaste médio por consumível; Tdesg
m
= taxa de
desgaste médio por consumível (desgaste em função da distância percorrida durante o
ensaio, 1436 m); Rdesg
m
= resistência ao desgaste média por consumível (inverso da taxa
de desgaste).
Avaliação de Desgaste em Laboratório
164
A Figura 7.8 ilustra o desgaste médio por consumível (perda de massa). Observa-se
que dentre os arames tubulares, o melhor resultado (menor perda de massa) foi obtido pelo
arame +Nb, seguido do +Ti e, com o pior resultado, o arame FeCrC, apesar de os dois
últimos serem estatisticamente iguais em teste de hipótese. O eletrodo revestido ER1
proporcionou o segundo melhor resultado geral, dentre todos os consumíveis, com média de
perda de massa 26% superior ao arame +Nb, mas pela sobreposição do desvio padrão, com
resultado estatisticamente similar a este.
Figura 7.8 – Análise comparativa de perda de massa por consumível.
O tipo de arame teve significância quanto à resistência ao desgaste, como ilustrado
pela Fig. 7.9. Observa-se que dentre os arames tubulares, a maior resistência ao desgaste
foi obtida pelo revestimento +Nb, com diferença significativa sobre o FeCrC e +Ti, onde a
significância estatística em teste de hipótese foi, respectivamente de p=0,0015 (+Nb versus
FeCrC) e p=0,0027 (+Nb versus +Ti), permitindo considerar a resistência ao desgaste do
primeiro (+Nb) como estatisticamente diferente dos outros dois.
O arame FeCrC e o +Ti apresentaram Rdesg estatisticamente iguais, com
significância estatística, p=0,053, praticamente no limite de serem considerados como
diferentes no teste de hipótese (p=0,05). O eletrodo revestido ER1 apresentou média de
resistência ao desgaste pouco inferior ao arame +Nb, mas estatisticamente igual
(significância estatística, p=0,2499) e superior aos outros dois arames, com significância
estatística, p=0,0004 em relação ao FeCrC e p=0,0009 em relação ao +Ti.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
165
Figura 7.9 – Análise comparativa de resistência ao desgaste por consumível.
A superioridade do revestimento +Nb sobre o FeCrC de certa forma é discordante
dos resultados de Buchely et al (2005), segundo o qual, nos revestimentos em primeira
camada, como neste trabalho, a liga rica em Cr apresentou maior resistência ao desgaste
abrasivo de baixa tensão que a liga rica em carbonetos complexos, como NbC, M
7
C
3
e
Mo
2
C (vide Fig. 2.20). Os autores concluíram que os revestimentos formados por carbonetos
complexos (liga C-Cr-W-Nb-Mo-V), de composição química diferente dos consumíveis
utilizados neste trabalho, são inferiores aos ricos em cromo no ensaio de desgaste abrasivo
de baixa tensão (Roda de Borracha), tanto na primeira quanto na segunda camada. A maior
resistência ao desgaste dessa liga só seria atingida a partir da terceira camada de
revestimento (não avaliaram os revestimentos ricos em cromo na terceira camada).
Para efeitos de comparação com os resultados de Buchely et al (2005), que também
realizaram ensaios de revestimento duro em abrasômetro Roda de Borracha, observa-se
que a resistência ao desgaste dos seus revestimentos variou de 11,2 a 32,3 (mg.m
-1
)
-1
,
sendo que em uma camada variou de 11,2 a 24,2 (mg.m
-1
)
-1
. Neste trabalho, a resistência
ao desgaste obtida por revestimento em camada única, variou de 7,69 a 34,48 (mg.m
-1
)
-1
.
Como no trabalho de Buchely et al (2005) foram avaliados apenas revestimentos
depositados com eletrodos revestidos, uma comparação entre esses também se faz
importante, apesar de as condições de soldagem, bem como, os eletrodos não serem os
mesmos. Enquanto o eletrodo de liga Fe-35Cr-4,3C de Buchely et al (2005) apresentou
resistência ao desgaste na primeira camada de 14,7 (mg.m
-1
)
-1
, o eletrodo ER1 (Fe-44Cr-
5,1C) deste trabalho apresentou resistência média de 28,6 (mg.m
-1
)
-1
, bem superior,
indicando a importância do maior teor de cromo e carbono para aumentar a resistência ao
desgaste abrasivo de baixa tensão.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
166
Por outro lado, o arame utilizado neste trabalho (Fe-23,1Cr-4,11C), com teor de Cr
inferior e teor de carbono aproximado ao eletrodo revestido de Buchely et al (2005), citado
anteriormente, apresentou resistência ao desgaste inferior na primeira camada, ou seja,
7,69 (mg.m
-1
)
-1
, contra os 14,7 (mg.m
-1
)
-1
de Buchely et al (2005). Destaca-se, entretanto,
que são consumíveis diferentes e com condições de soldagem também diferentes.
Uma outra comparação que pode ser feita para efeito de análises é entre os
consumíveis formadores de carbonetos complexos, ou seja, carbonetos com elementos
metálicos além do Cr, como V, Nb, Ti, W e outros. O eletrodo revestido (Fe-23Cr-4,2C-
5,4Nb-3,5W) utilizado por Buchely et al (2005) que contém, além de C e Cr, elementos como
o Nb e W e os arames utilizados neste trabalho, o +Nb (Fe-22Cr-4,5C-6,5Nb) e o +Ti (Fe-
1,8C-7,5Cr-1,5Mo-5,26Ti), mesmo se tratando de consumíveis diferentes (eletrodo revestido
e arame tubular), com composição química distinta e da utilização de parâmetros de
soldagem também diferentes. A resistência ao desgaste do eletrodo revestido de Buchely et
al (2005) na primeira camada foi de 11,2 (mg.m
-1
)
-1
, enquanto que do +Nb foi de 34,48
(mg.m
-1
)
-1
e o +Ti foi de 11,09 (mg.m
-1
)
-1
.
As comparações feitas anteriormente mostram que apesar de serem consumíveis
diferentes e soldados com condições distintas, resguardadas as devidas proporções, os
resultados apresentados neste trabalho estão dentro da faixa encontrada na literatura.
7.4.4. Resistência ao desgaste “versus” dureza e diluição
A Figura 7.10 compara os consumíveis utilizados em termos de diluição, dureza e
resistência ao desgaste do revestimento. A figura foi construída com os valores médios de
cada parâmetro por consumível e permite verificar que a resistência ao desgaste foi
proporcional à dureza do revestimento, ou seja, foi maior para revestimentos mais duros.
Esse resultado concorda com Marino et al apud Hernandez (1997), segundo o qual,
apesar da influência predominante da microestrutura na resistência ao desgaste, quando se
trata de abrasão à baixa tensão, a maior resistência ao desgaste é obtida com o emprego de
ligas de maior dureza. Conclusão similar também foi obtida por Martins Filho (1995), o qual
considerou o parâmetro dureza importante para o provimento de maior resistência ao
desgaste abrasivo de baixa tensão em uma mesma liga (Fe-Cr-C-Mn-V).
Segundo Kotecki e Ogborn (1995), a microestrutura é um fator mais importante que a
dureza na resistência ao desgaste, tendo em vista que diferentes microestruturas de
revestimentos com dureza similar podem apresentar resistência ao desgaste diferente, mas
que, que no caso de abrasão de baixa tensão, o aumento da dureza pode melhorar a
Avaliação de Desgaste em Laboratório
167
resistência ao desgaste, particularmente quando se trata de revestimento duro à base de
ferro aplicado sobre substrato de aço médio carbono (este caso).
Figura 7.10 – Análise comparativa de dureza, diluição e resistência ao desgaste do
revestimento.
Pela Figura 7.10, verifica-se que o arame +Nb apresentou a combinação de menor
diluição média, maior dureza dos depósitos e a maior resistência ao desgaste. Entretanto,
se comparados os outros dois arames (+Ti e FeCrC), verifica-se que opostamente o arame
+Ti, apesar da maior diluição apresentou maior dureza e maior resistência ao desgaste que
o arame FeCrC.
Essa constatação do comportamento dos arames +Ti e FeCrC, a partir de uma
observação menos atenta parece contrariar inúmeras citações na literatura corrente (Conde,
1986; Martins Filho, 1995; Bálsamo, 1995; Hernandez, 1997; Sevilla et al, 2004; Ribeiro,
Ventrella e Galego, 2005; Buchely et al, 2005, dentre outros), segundo as quais, uma maior
diluição do metal de solda leva a uma mudança nas propriedades desse, levando à redução
da dureza do revestimento, com conseqüente aumento da perda de metal no desgaste
abrasivo de baixa tensão. Neste trabalho verificou-se que os consumíveis com maior e
menor resistência ao desgaste (+Nb e FeCrC, respectivamente) apresentaram diluição
similar. Destaca-se, entretanto, que neste caso se avaliaram consumíveis diferentes (arame
tubular e eletrodo revestido) e, com diferentes composições químicas. Entende-se que o
consenso dos autores citados refere-se à avaliação de um mesmo consumível com
diferentes níveis de diluição e que este resultado particular não pode ser interpretado
erroneamente como regra geral.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
168
Segundo Hernandez (1997), a liga com maior teor de Cr e C também proporcionaria
os melhores resultados de resistência ao desgaste abrasivo de baixa tensão. Neste estudo,
devido à diferente composição química dos arames, não se pode precisar essa relação. O
arame FeCrC com maior teor de Cr e C que o +Ti, apresentou menor resistência ao
desgaste, entretanto o segundo tem a adição de titânio e molibênio. Por outro lado, o + Nb
têm teor de Cr e C similar ao FeCrC, mas devido à adição de nióbio, apresentou maior
resistência ao desgaste que este.
Outra comparação que pode ser feita é com relação ao eletrodo ER1, o qual tem o
maior teor de Cr e C dentre todos os consumíveis estudados e talvez por isso, apesar das
diferentes condições de soldagem, apresentou maior resistência ao desgaste que o FeCrC e
o +Ti, mas que, provavelmente devido à maior diluição, apresentou resistência ao desgaste
inferior ao arame +Nb (estatisticamente similar). Também neste caso deve ter ocorrido o
efeito da adição do nióbio.
7.4.5. Análise da trilha de desgaste
.
A Figura 7.11 ilustra a trilha de desgaste em tamanho natural dos corpos de prova
ensaiados, onde a seta indica o sentido de entrada das partículas abrasivas durante o
ensaio.
Figura 7.11 – Trilha de desgaste dos CPs para cada consumível.
A análise da Figura 7.11 permite observar diferentes comportamentos por
consumível. O arame FeCrC e o +Nb apresentaram trincas perpendiculares ao cordão,
enquanto o ER1 apresentou trincas sem direção preferencial e o arame +Ti não apresentou
trincas visíveis; O arame FeCrC e o eletrodo ER1 apresentaram porosidades dispersas ao
a
)
FeCrC
b
)
FeCrC+Nb
c
)
FeCrC+Ti
d
)
ER1
10 mm
10 mm
10 mm
10 mm
Avaliação de Desgaste em Laboratório
169
longo do revestimento. Visualmente observa-se maior uniformidade do desgaste do
revestimento +Nb, o qual apresentou trilha com riscamento mais fino, enquanto nos CPs
revestidos com o +Ti se observa a formação de picos e vales na região desgastada.
As trilhas de desgaste foram observadas em microscópio ótico com aumento de 50
vezes, para possibilitar a análise mais detalhada dessa região, conforme é apresentado na
Fig. 7.12, a qual permite observar a predominância de microcorte para os revestimentos
com todos os consumíveis, apesar de comportamento diferenciado com cada um. No arame
FeCrC e no ER1, os sulcos provocados pela penetração das partículas abrasivas foram
mais profundos. A superfície do revestimento +Ti, diferentemente dos demais consumíveis
apresentou uma combinação de fases que apresentaram diferente comportamento de
resistência ao desgaste, onde a presença de regiões mais susceptíveis a ação das
partículas abrasivas levaram à formação crateras, sendo possível observar os riscos tanto
nos picos quanto nos vales.
Figura 7.12 – Imagens da trilha de desgaste por microscopia ótica (aumento de 50X).
500
µ
m
500
µ
m
500
µ
m 500
µ
m
a
)
FeCrC
b
)
FeCrC+Nb
c
)
FeCrC+Ti d
)
ER1
Avaliação de Desgaste em Laboratório
170
Para proporcionar maior visualidade dos detalhes, as amostras foram observadas,
após cuidadosa limpeza, mas sem ataque químico, em microscópio eletrônico de varredura
(MEV), com aumento de 1000 vezes, como ilustrado pela Fig. 7.13. A maior quantidade de
carbonetos (identificados pela seta) foi observada, na Fig. 7.13, com o arame +Nb, enquanto
no FeCrC e ER1 não foi possível observar. Na amostra revestida com o arame +Ti observa-
se uma partícula em alto relevo, provavelmente uma fase dura, com tamanho de
aproximadamente 70μm que teria apresentado maior resistência à abrasão e servido de
ancoramento contra a ação das partículas abrasivas
Figura 7.13 – Imagens da trilha de desgaste feitas no MEV (aumento de 1000X).
A Figura 7.14 apresenta, a título de exemplo, os perfis gerados por interferometria a
laser, da superfície de desgaste de um exemplar das amostras do revestimento obtido com
FeCrC
FeCrC+Nb
FeCrC+Ti
ER1
Avaliação de Desgaste em Laboratório
171
cada um dos consumíveis utilizados, permitindo reforçar a diferença observada visualmente
entre as superfícies dos mesmos.
Figura 7.14 – Perfil da trilha de desgaste por interferometria a laser.
FeCrC
FeCrC+Nb
FeCrC+Ti
ER1
Avaliação de Desgaste em Laboratório
172
De modo a quantificar essas diferenças superficiais, foram calculados os valores de
Sa (rugosidade superficial média), Sq (rugosidade superficial quadrática média), Ssk
(coeficiente de simetria superficial - Skewness) e Sku (coeficiente de achatamento
superficial - Kurtosis), a partir dos perfis 3D obtidos para cada amostra, cujos valores são
apresentados ao lado da respectiva figura.
Observa-se grande diferença entre os valores de Sa e Sq das amostras, cujos
valores foram inferiores para o arame +Nb (8,85 μm e 10,85 μm), intermediários para o
arame FeCrC (37,60 μm e 43,70 μm) e +Ti (37,10 μm e 43,80 μm), com valores muito
próximos, e superiores para o eletrodo ER1 (58,60 μm e 68,30 μm).
Segundo Carceller (2007), os materiais com menor resistência ao desgaste abrasivo
apresentam maior rugosidade superficial e esta tende a aumentar à medida que progride o
desgaste. Concordando com esta afirmação, o arame +Nb de maior resistência ao desgaste
foi o que apresentou menor rugosidade superficial, mas essa relação não se verificou com
todos os arames tubulares porque o +Ti, de maior Rdesg que o FeCrC (vide Fig. 7.9),
apresentou rugosidade superficial equivalente a esse, apesar de as superfícies de desgaste
terem sido bem distintas. Por outro lado, essa diferença na rugosidade de amostras
submetidas às mesmas condições de ensaios de desgaste indica que a microestrutura das
amostras de cada consumível seja diferente, conforme afirmação de Zum Ghar (1987).
Diferentemente do perfil da superfície desgastada dos consumíveis FeCrC, +Nb e
ER1 que apresentaram sulcos no sentido de deslizamento do abrasivo, no caso do arame
+Ti, o desgaste provocou o surgimento de picos e vales aleatoriamente distribuídos na
superfície, o que seria provocado pela existência de fases duras distribuídas em matriz
menos resistente ao desgaste.
O coeficiente de simetria superficial (Ssk) apresentou valores variando de -1,45 a
1,25. Quando Ssk é negativo, tem-se maior concentração de material abaixo do plano
médio e quando é positivo, acima. De outra forma, o maior afastamento em relação ao zero
significa a maior predominância de picos e vales, segundo Zum Ghar (1987). A trilha de
desgaste dos revestimentos com arames tubulares apresentaram valores negativos,
indicando a presença de mais material abaixo do plano médio, ou seja, picos maiores e
vales mais estreitos. Além disso, apesar de perfil distinto da trilha de desgaste, os valores
foram próximos sendo que o +Ti, com o maior afastamento em relação ao zero (Ssk= -1,45)
apresentou maior predominância de picos e vales que os demais. Por sua vez, o eletrodo
ER1 (Ssk= 1,25) teve menor predominância de picos e vales e maior concentração de
material acima do plano médio.
O coeficiente de achatamento (Sku) teve variação de 1,63 a 2,50, caracterizando-se
por uma distribuição de alturas não Gaussiana (valor diferente de 3). O valor 3, segundo
Avaliação de Desgaste em Laboratório
173
Mummery (1992), corresponde ao valor de kurtosis da distribuição das alturas de uma
superfície para uma distribuição normal. O menor valor de Sku ocorreu para o eletrodo ER1,
seguido do arame FeCrC, do +Ti e com o maior valor, o +Nb.
Scotti e Rosa (1997) citam que as trincas não são, necessariamente, indicadores de
redução na resistência ao desgaste e podem, inclusive, serem favoráveis por reduzirem as
tensões internas em revestimentos não sujeitos a esforços dinâmicos que levem à fadiga e,
conseqüentemente, ao arrancamento do revestimento. Apesar de não terem sido
quantificadas as descontinuidades, nem tão pouco a ocorrência de desgaste na presença
destas, observa-se, qualitativamente, que no caso de desgaste abrasivo de baixa tensão em
ensaio por Roda de Borracha (este caso), a presença tanto de trincas quanto de
porosidades pode contribuir, mesmo em pequena monta, para o aumento da taxa de
desgaste, concordando com Martins Filho (1995), que também realizou esse tipo de ensaio
em revestimento de liga Fe-Cr-C.
A Figura 7.15, ilustra o desgaste em região de descontinuidades no revestimento.
Pode ser comprovado pela observação da figura que quando as descontinuidades têm
dimensões que permitem a penetração parcial ou total das partículas abrasivas, essas
penetram nos espaços vazios, devido à compressão imposta pelo disco de borracha e
provocam um desgaste mais acentuado na extremidade de saída, devido ao sentido de
rotação do disco (a seta mais espessa na figura indica o sentido de deslocamento das
partículas abrasivas). Entretanto, quando as descontinuidades são significativamente
menores, o seu efeito no incremento da perda de metal parece não ser efetivo, como podem
ser vistos nos primeiros na Fig. 7.12a e 7.12b, anterior, o que concorda com a citação de
Scotti e Rosa (1997). Acredita-se que essa análise possa ser aprofundada em trabalhos
posteriores.
Figura 7.15 – Desgaste em região com descontinuidades (aumento de 50X).
FeCrC FeCrC+Nb
500 µm
500 µm
Avaliação de Desgaste em Laboratório
174
7.5. Microestrutura dos revestimentos
Foram extraídas amostras das chapas soldadas com os quatro consumíveis para se
efetuar a avaliação microestrutural dos revestimentos, conforme ilustrado pela Fig. 7.2. Duas
amostras de cada consumível foram embutidas, lixadas com lixa de grana 180 a 1000 e
polidas com pasta de diamante de 3µm, 1µm e 0,25µm. Posteriormente, uma de cada foi
atacada com reagente Nital 2% por 10s e levadas ao microscópio ótico para revelar os
microconstituintes; no outro conjunto, as amostras foram atacadas com reagente Murakami
a 60
o
C por 10s e levada ao microscópio eletrônico de varredura (MEV) para verificação da
superfície atacada e análise de composição química dos microconstituintes via
Espectroscopia de Energia Dispersiva de Raios-X (EDS) de forma a descrever
qualitativamente as variações químicas na microestrutura dos revestimentos.
A Tabela 7.4 apresenta a microestrutura básica dos revestimentos com cada
consumível, bem como, os valores de microdureza obtidos das principais fases presentes,
permitindo verificar que no revestimento FeCrC, as dendritas de austenita apresentaram
faixa de dureza entre 356 e 420 HV
0,01
(média de 393 HV
0,01
), os carbonetos primários do
tipo M
7
C
3
, entre 1051 e 1756 HV
0,01
(média de 1510 HV
0,01
) e o eutético com dureza
variando de 507 e 876 HV
0,01
(média 668 HV
0,01
).
Tabela 7.4 - Microestrutura básica dos revestimentos e microdureza das principais fases.
Cons Microestrutura Fase
Microdureza (HV
0,01
)
Faixa Média DP
FeCrC Dendritas de austenita com eutética
interdendrítica (austenita +
carbonetos) / eutética
Eutético 507-876 668 135
Dendritas 356-420 393 22
M
7
C
3
1051-1756 1510 240
FeCrC
+Nb
Carbonetos de Cr primários M
7
C
3
e
NbC em Matriz eutética.
Eutético 548-782 650 76
M
7
C
3
1168-1452
1362
101
NbC 1027-1514 1207 170
FeCrC
+Ti
Carbonetos TiC em Matriz
austenítica-martensítica.
Austenita 524-563
539
16
Martensita 598-633
634
23
TiC 2050-2970 2567 266
ER1 Carbonetos de Cr primários M
7
C
3
em Matriz eutética
(austenita + carbonetos)
Eutético 498-782 660 93
M
7
C
3
1050-1350 1213 104
Avaliação de Desgaste em Laboratório
175
A Figura 7.16 ilustra a microestrutura obtida com o arame FeCrC, por microscopia
ótica. Observa-se que próximo da interface com o metal de base (Fig. 7.16a) até próximo à
superfície, o revestimento FeCrC apresentou uma microestrutura com crescimento
dendrítico, formada por dendritas de austenita em matriz eutética (austenita mais
carboneto).
Figura 7.16 – Microestrutura do arame FeCrC na interface com o MB (a) e na superfície do
revestimento (b) (Ataque Nital 2%; aumento de 1000X).
Na superfície do revestimento se formava uma fina camada composta por
hexagonais carbonetos primários (M
7
C
3
), sem uma orientação preferencial, imersos em
matriz eutética, como ilustrado pela Fig. 7.16b. Entretanto, essa camada superficial de
carbonetos foi removida por retiticação durante a preparação da amostra para o ensaio de
desgaste, sendo, portanto, a região exposta à abrasão formada por dendritas de austenita
em matriz eutética, o que explica o seu desempenho inferior no ensaio de desgaste.
Na Figura 7.17a é apresentada a microestrutura do revestimento FeCrC em imagem
obtida no MEV, com aumento de 1000 vezes, em região central do revestimento (não muito
próximo da superfície), destacando a formação de carbonetos de cromo dispersos na matriz,
mas sem a geometria hexagonal, característica dos carbonetos M
7
C
3
. A Fig. 7.17b
apresenta o espectro de EDS da fase apresentada na Fig. 7.17a (região escura),
destacando, ainda a composição química da mesma, em torno de 73% de Fe, 18,8% de Cr
e 8% de C.
50 µm
b)
M
7
C
3
50 µm
a)
Dendritas
de austenita
Metal de Base
Avaliação de Desgaste em Laboratório
176
Figura 7.17 – Microestrutura do revestimento FeCrC – 1000X; Ataque com Murakami a 60o
por 10s (a) e EDS (b).
A microestrutura do revestimento FeCrC+Nb por microscopia ótica é apresentada na
Fig. 7.18, mostrando uma formação que se assemelha ao FeCrC por apresentar estrutura
dendrítica na interface com o metal de base (Fig. 7.18a) e carbonetos primários em matriz
eutética (Fig. 7.18b). Isso, de certa forma é concordante com a observação de Gregolin
apud Hernandez (1997), segundo o qual as ligas do sistema Fe-C-Cr-Nb apresentam
essencialmente o mesmo tipo de contraste de microestrutura das ligas contendo apenas Fe-
C-Cr, formando-se dendritas de austenita ou carbonetos M
7
C
3
massivos, além da presença
de carbonetos NbC, na forma primária, e/ou em frações mais finas, oriundas de reações
mais complexas do sistema quaternário.
Figura 7.18 – Microestrutura do arame FeCrC+Nb na interface com o MB (a) e na superfície
do revestimento (b) (Ataque Nital 2%; aumento de 1000X).
b)
a)
Carboneto
50 µm
b)
M
7
C
3
M
7
C
3
NbC
50 µm
a)
NbC
Dendritas
Metal de
Base
NbC
Secundários
Avaliação de Desgaste em Laboratório
177
Por outro lado, as ligas diferem entre si, pela presença em todo o volume do
revestimento +Nb (da interface com o metal de base até a superfície) de pequenos
carbonetos de nióbio (5 a 10μm) finamente distribuídos na matriz, como afirmado por
Gregolin apud Hernandez (1997). Esses carbonetos apresentam geometria diversa, ora de
forma aproximada de quadrados (ou cubos), ligeiramente arredondados ou se agrupam em
forma de triângulos ou estrelas, de forma similar ao obtido por Buchely et al (2005) e
apresentado na Fig. 2.23, no Cap. 2). Esses carbonetos também foram apresentados na
Fig. 7.13.
Além disso, enquanto o revestimento FeCrC apresenta em quase todo o volume do
cordão uma microestrutura com crescimento dendrítico e apenas uma fina camada
hipereutética na superfície, o +Nb, opostamente, apresenta uma fina microestrutura
dendrítica mais carbonetos NbC na interface com o metal de base, menos evidente que o
FeCrC, e carbonetos primários (M
7
C
3
e NbC) imersos em matriz eutética (austenita mais
carbonetos secundários), desde a região próxima à interface com o metal de base até à
superfície.
Como o arame FeCrC e o +Nb têm teor de Cr e C similar e microestruturas em
volume, quantitativamente diferentes, acredita-se que o Nb, além de formar carbonetos
NbC, teve efeito significativo na redução da formação de dendritas de austenita e ampliação
da formação de carbonetos primários, contribuindo para a incrementação da resistência ao
desgaste abrasivo de baixa tensão.
Segundo Berns & Fisher (1997), o Nb faz com que a liga mude de hipoeutética (de
estrutura dendrítica) para hipereutética (carbonetos primários em matriz eutética de
carbonetos secundários + austenita). Como o Nb tem maior afinidade pelo C que o Cr,
esses se combinam primeiro, formando NbC a 3000
o
C e a seguir, o Nb remanescente no
líquido serve de núcleo para a formação dos carbonetos M
7
C
3
a 1450
o
C; O espectro de
microanálise de EDS ilustrado pela Fig. 7.19 comprova a presença de Nb na matriz,
provavelmente sob a forma de carbonetos secundários, identificados também por contraste
(cor) na Fig. 7.18b.
Como apresentado na Tab. 7.4, os carbonetos primários (M
7
C
3
) dessa liga
apresentaram dureza variando de 1168-1452 HV
0,01
(média de 1362 HV
0,01
), o eutético,
dureza de 548-782 HV
0,01
(dureza média de 650 HV
0,01
) e os carbonetos NbC com dureza
variando de 1027-1514 HV
0,01
(média de 1207 HV
0,01
), inferior ao obtido na literatura, em
torno de 2400 HV (Eyre, 1978).
Apesar da menor dureza dos carbonetos (M
7
C
3
e NbC) do revestimento FeCrC+Nb
sobre o FeCrC, a maior dureza em volume da primeira liga pode estar relacionada à fina
distribuição dos carbonetos NbC na matriz.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
178
Figura 7.19 – Espectro de EDS da matriz do revestimento FeCrC+Nb.
A Figura 7.20 apresenta, em imagem obtida no MEV, a microestrutura do
revestimento +Nb, o espectro de EDS e a composição química das fases analisadas. Na
Fig. 7.20a, com aumento de 200 vezes, em região mais próxima à superfície, observa-se a
distribuição de carbonetos de nióbio e carbonetos de cromo (M
7
C
3
), esses últimos, com
teores de Cr e C (Fig. 7.20b) superiores aos encontrados no revestimento FeCrC descrito
anteriormente. Na Fig. 7.20c, com aumento de 1000X, verifica-se carbonetos isolados de
NbC e carbonetos agrupados com elevado teor de Nb, em torno de 85% (Fig. 7.20d).
Diferentemente do observado nas ligas anteriores, a liga FeCrC+Ti não formou
estrutura eutética com o regime de soldagem utilizado, provavelmente devido aos teores de
elemento de liga presentes na sua composição (Fe, Cr, C, Ti e Mo).
A Fig. 7.21 apresenta a
microestrutura do revestimento +Ti, onde se observa em todo volume do depósito, uma
matriz austenítica-martensítica bastante homogênea, envolvendo carbonetos primários de
grandes dimensões, os quais podem variar de 25 µm, próximo à interface com o metal base,
até mais de 150 µm nas regiões próximas à superfície. Na referida figura, as regiões
brancas representam austenita retida, enquanto a parte escura representa produtos de
decomposição da austenita (martensita ou bainita) com austenita retida entre as agulhas. A
diferenciação da bainita e martensita se dá por difração de Raio X para visualizar o ângulo
entre as agulhas, não realizada. Entretanto, devido à velocidade de resfriamento, acredita-
se que seja martensita.
Avaliação de Desgaste em Laboratório
179
Figura 7.20 – Microestrutura do revestimento FeCrC+Nb – Ataque com Murakami a 60
o
por 10s. Aumento de 200X (a); EDS do carboneto de cromo (b); aumento de 1000X (c) e
EDS do carboneto de nióbio (d).
A austenita retida (regiões brancas na Fig. 7.21), apresentou faixa de dureza entre
524 e 563 HV
0,01
(média de 539 HV
0,01
), enquanto nas regiões escuras a dureza variou de
598 a 633 HV
0,01
(média de 634 HV
0,01
). Os carbonetos primários de titânio, com dureza
variando de 2050 a 2970 HV
0,01
(média de 2570 HV
0,01
), apresentam dureza inferior ao
obtido por Berns e Fisher (1997), em torno de 3000 HV
0,01
; são menores próximos ao metal
de base e maiores e mais concentrados próximos à superfície. Um exemplar de um
carboneto massivo de titânio pode ser visto na trilha de desgaste do revestimento +Ti,
ilustrada pela Fig. 7.13, anteriormente e na Fig. 7.21.
d)
c)
NbC
M7C3
NbC
a) b)
Avaliação de Desgaste em Laboratório
180
Figura 7.21 – Microestrutura do arame FeCrC+Ti na interface com o metal de base (a) e na
superfície do revestimento (b) (Ataque Nital 2%; aumento de 1000X).
Segundo Wang et al (2004), a formação de partículas TiC no revestimento pode ser
feita pela adição direta dessas partículas na poça de fusão ou podem ser formadas por
reação metalúrgica de ferro-titânio (FeTi) e grafite durante a soldagem a arco. A Fig. 7.22a
ilustra detalhe de um carboneto massivo de titânio observado no MEV com aumento de
2000X. Pela análise da figura acredita-se que as partículas de TiC foram adicionadas junto
com o fluxo no interior do arame. Com o calor do arco, algumas partículas se fundem e são
diluídas na poça, outras são apenas parcialmente fundidas devido ao resfriamento rápido
característico dos procedimentos de soldagem. No detalhe (círculo) da Fig. 7.22a observa-
se as regiões em torno das partículas de TiC, parcialmente fundidas, cuja composição
química é similar à composição dos carbonetos, denotando ser parte do mesmo
microconstituinte.
Os carbonetos fundidos sob o calor do arco se solidificam em forma de partículas TiC
muito pequenas que se distribuem uniformemente por toda a matriz, da interface com o
metal base até a superfície (vide Fig. 7.22a), sendo responsáveis por conferir a esta boa
resistência ao desgaste, ao dificultarem a penetração das partículas abrasivas, como
ilustração de Hutchings (1992), na Fig. 2.22a. De outra forma, os carbonetos massivos não
fundidos ou parcialmente fundidos aparentam ser frágeis e com muitas trincas como pode
ser visto na Fig. 7.21b. Em função disso, durante o ensaio de desgaste fragmentos desses,
bem como, partes da matriz no interior desses carbonetos, vão sendo progressivamente
removidos sob a ação do abrasivo (vide Fig.7.22a) e o seu alojamento passa a ter ação
preferencial de desgaste, dando origem às crateras ilustradas pela Fig. 7.11c e 7.12c.
A Figura 7.22b, mostra o espectro de EDS e a composição química dos carbonetos
com teor de titânio de 83,4%. A matriz, por sua vez, apresenta teor de Ti em torno de 1%,
4% de Cr e 92% de Fe.
50 µm
a)
TiC
50 µm
b)
TiC
Metal de
Base
Avaliação de Desgaste em Laboratório
181
Figura 7.22 – Microestrutura do revestimento FeCrC+Nb – 2000X; Ataque com Murakami a
60
o
por 10s (a) e EDS (b).
A Figura 7.23 apresenta a microestrutura do revestimento efetuado com o eletrodo
ER1, onde se observa, na região da interface com o metal base (Fig. 7.23a), uma
microestrutura predominantemente eutética, com uma distribuição de carbonetos do tipo
M
7
C
3
finamente dispersos na matriz.
À medida que se aproxima do centro do revestimento, em direção à superfície,
observa-se um aumento do tamanho dos carbonetos, com a presença de grandes e
massivos carbonetos primários (Fig. 7.23b), com dimensões que podem chegar a 50 µm
(diagonal do hexágono) por 200 µm (comprimento) e dureza variando de 1050-1350 HV
0,01
.
O tamanho desses carbonetos é superior ao observado no revestimento FeCrC e +Nb,
apesar da maior diluição do revestimento ER1, mas a sua dureza é inferior. A dureza da
matriz varia de 498-782 HV
0,01
(média de 660 HV
0,01
). Em volta dos carbonetos massivos
M
7
C
3
observa-se ainda uma grande quantidade de carbonetos finos uniformemente
distribuídos na matriz.
Segundo Polido e Gallego (2006), os carbonetos massivos (Fe,Cr)
7
C
3
ou M
7
C
3
são
os primeiros a se formarem na solidificação da poça de fusão rica em ferro, cromo e
carbono. A região onde estão precipitados os carbonetos (matriz) é uma mistura de várias
fases, composta principalmente de ferrita, carbonetos secundários do tipo M
7
C
3
e
carbonetos M
23
C
6
.
b)
a)
TiC
TiC
Avaliação de Desgaste em Laboratório
182
Figura 7.23 – Microestrutura do eletrodo revestido ER1 na interface com o metal de base (a)
e na superfície do revestimento (b) (Ataque Nital 2%; aumento de 1000X).
A Figura 7.24 apresenta em imagem obtida no MEV, a microestrutura do
revestimento ER1, o espectro de EDS e a composição química das fases analisadas. Na
Fig. 7.24a, com aumento de 1000 vezes, em região mais próxima à superfície, observa-se a
distribuição de carbonetos de cromo (M
7
C
3
), com teores de Fe, Cr e C diferentes dos
encontrados no revestimento +Nb e aproximados do teor obtido no revestimento FeCrC (Fig.
7.24b).
Figura 7.24 – Microestrutura do revestimento ER1 – 1000X; Ataque com Murakami a 60
o
por 10s (a) e EDS do carboneto de cromo (b).
b)
a)
M7C3
50 µm
b)
M
7
C
3
M
7
C
3
50 µm
a)
M
7
C
3
Eutético
Metal de
Base
Avaliação de Desgaste em Laboratório
183
7.6. Porcentagem volumétrica de carbonetos totais
A porcentagem volumétrica de carbonetos totais (PVCt) foi obtida utilizando-se o
software “Image Tools”, conforme procedimentos descritos no Cap. 3, Desenvolvimento
Experimental. O reagente Murakami (60
o
C) ataca seletivamente os carbonetos, destacando-
os da matriz e permitindo a sua seleção para a determinação da área superficial ocupada
pelos mesmos, em comparação com a área total da figura.
A Tabela 7.5 apresenta a porcentagem volumétrica de carbonetos totais, obtida a
partir da medição de três áreas com cada consumível, cujos valores são ilustrados no
gráfico da Fig. 7.25.
Tabela 7.5 – Porcentagem volumétrica de carbonetos totais (PVCt).
Consumíveis
PVCt (%)
PVCt
1
PVCt
2
PVCt
3
PVCt
m
DP
FeCrC
32,57 17,53 39,71 29,94 11,32
FeCrC+Nb
45,05 53,98 59,75 52,93 7,41
FeCrC+Ti
7,58 30,34 28,23 22,05 12,58
ER1
47,09 43,32 45,86 45,42 1,92
Onde: PVCt
m
= porcentagem volumétrica média de carbonetos totais;
Figura 7.25 – Porcentagem volumétrica de carbonetos totais.
Observa-se na Figura 7.25, dentre os arames tubulares, que a maior PVCt foi obtida
com o +Nb, seguido do FeCrC e do +Ti, com resultados estatisticamente similares. O
eletrodo revestido ER1 apresentou PVCt pouco inferior ao arame +Nb, mas superior aos
outros dois arames. O desvio padrão dos arames tubulares, superior ao eletrodo ER1 se
Avaliação de Desgaste em Laboratório
184
deve no primeiro caso à seleção de três imagens de cada revestimento com características
diferentes entre si, como pode ser visto nas Fig. 7.26 e 7.27, as quais apresentam
ilustrativamente, as três imagens de cada consumível utilizadas para a determinação da
PVCt.
Figura 7.26 – Detalhes da microestrutura para a determinação do PVCt. Aumento de
1000X; Ataque com Murakami a 60
o
por 10s (a,b,c) FeCrC e (d,e,f) FeCrC+Nb.
b)
e)
a)
d)
f)
c)
Avaliação de Desgaste em Laboratório
185
Figura 7.27 – Detalhes da microestrutura para a determinação do PVCt. Aumento de
1000X; Ataque com Murakami a 60
o
por 10s (a,b,c) +Ti e (d,e,f) ER1.
Pela análise das Figuras 7.25 e 7.26 verifica-se que a PVCt é fortemente dependente
da composição química dos consumíveis, sendo que o arame que tem maior porcentagem
de elementos formadores de carbonetos, o +Nb (vide Tab. 3.1), também apresentou maior
PVCt. Exceção se faz ao eletrodo ER1 que apesar do maior teor de cromo e carbono,
apresentou PVCt inferior aos arames FeCrC e +Nb, devido à maior diluição da solda.
b)
e)
a)
d)
f)
c)
Avaliação de Desgaste em Laboratório
186
Pela observação das figuras verifica-se o contraste da menor concentração de
carbonetos do revestimento +Ti (Fig. 7.27a, 7.27b e 7.27c) e a presença de carbonetos
hexagonais do tipo M
7
C
3
de grandes dimensões, do revestimento ER1 (Fig. 7.27d, 7.27e e
7.27f). A Tabela 7.6 apresenta conjuntamente os diversos fatores analisados permitindo
avaliar de forma combinada os seus efeitos na resistência ao desgaste dos consumíveis.
Tabela 7.6 – Apresentação conjunta dos parâmetros avaliados
Consumíveis
FeCrC FeCrC+Nb FeCrC+Ti ER1
Composição Química (%)
Fe-23,1Cr-4,11C Fe-22Cr-4,5C-6,5Nb Fe-1,8C-7,5Cr-
1,5Mo-5,26Ti
Fe-44Cr-5,1C
Diluição (%) / DP
21,20 / 3,16 19,48 / 4,92 27,42 / 3,0 39,56 / 3,43
Microestrutura
Dendritas de
austenita com
eutética
interdendrítica
Carbonetos de Cr
primários M
7
C
3
e
NbC em Matriz
eutética
Carbonetos TiC em
Matriz austenítica-
martensítica
Carbonetos de Cr
primários M
7
C
3
em
Matriz eutética
PVCt (%) / DP
29,94 / 11,32 52,93 / 7,41 22,05 / 12,58 45,42 / 1,92
Dureza (HRC) / DP
56,9 / 1,0 61,9 / 0,8 58,3 / 1,7 61,5 / 0,8
Microdureza Média (HV
0,01
)
Dendritas= 393
Eutético= 668
M
7
C
3
= 1510
Eutético= 650
M
7
C
3
= 1362
NbC= 1207
Austenita= 539
Martensita= 634
TiC= 2567
Eutético= 660
M
7
C
3
= 1213
Rdesg
m
(mg.m
-1
)
-1
/ DP
8,23 / 2,59 37,16 / 13,52 11,20 / 1,35 28,60 / 7,43
Sa (μm)
37,60 8,85 37,10 58,60
O desempenho das ligas estudadas quanto à resistência ao desgaste se deve às
suas propriedades intrínsecas, como diluição, microestrutura, dureza e porcentagem
volumétrica de carbonetos. O menor desempenho da liga FeCrC se deve à menor dureza do
Avaliação de Desgaste em Laboratório
187
revestimento devido à sua microestrutura hipoeutética (dentritas de austenita em matriz
eutética) de menores propriedades de resistência ao desgaste, concordando com Sevilla et
al (2004), segundo os quais os revestimentos duros hipereutéticos ricos em cromo com
carbonetos primários em matriz eutética apresentam melhor resistência ao desgaste
abrasivo que aqueles compostos por constituintes eutéticos e austenita, esse caso.
Por outro lado, a maior resistência ao desgaste da liga FeCrC+Nb está relacionada
com a maior dureza do revestimento e à sua microestrutura hipereutética, formada por
carbonetos primários de cromo (M
7
C
3
) e monocarbonetos de nióbio (NbC) em matriz
eutética, sendo esses últimos finamente distribuídos, tendo inclusive a maior PVCt. Segundo
Hutchings (1992) e Corrêa et al (2006a), conseguindo-se uma distribuição uniforme e
pequeno espaço entre os carbonetos, as partículas abrasivas não podem efetivamente
penetrar na matriz mais tenaz, levando a uma melhoria da resistência ao desgaste em
combinação com uma maior tenacidade.
O desempenho da liga FeCrC +Ti (com a adição de Mo), inferior ao +Nb, se justifica
pela presença de pequenos e duros carbonetos TiC fortemente incrustados e finamente
distribuídos na matriz austenítica-martensítica. Wang et al (2004) afirmam que os TiC
apresentam maior dureza e estabilidade que os CrC e que materiais reforçados com TiC
têm cadeias muito fortes, podendo exceder a 58 Mpa, além de elevada resistência ao
desgaste. Entretanto, os massivos mocarbonetos TiC eram frágeis e se fragmentavam sob a
ação do abrasivo. Além disso, esse revestimento apresentou a menor PVCt.
O eletrodo ER1 teve resistência ao desgaste pouco inferior ao arame +Nb, pois,
apesar da microestrutura formada por carbonetos de Cr primários em matriz eutética, os
carbonetos M
7
C
3
apresentaram tamanho superior ao da outra liga, além de porcentagem
volumétrica inferior, o que segundo a literatura justifica o melhor desempenho do +Nb que
apresentava ainda fina distribuição de carbonetos NbC. Atamert and Badeshia (1988)
afirmam que os carbonetos de cromo são duros e frágeis e, portanto, quando os carbonetos
grandes são removidos da matriz durante o processo de desgaste, a perda de material da
superfície se torna mais intensa. Por outro lado, tanto a microestrutura hipereutética do
eletrodo revestido quanto à porcentagem volumétrica de carbonetos totais, superior aos
outros dois arames lhe proporcionaram maior resistência ao desgaste que esses.
7.7. Comentários finais do capítulo
Para as análises realizadas nas condições de ensaios deste capítulo observa-se,
dentre os arames tubulares, que:
Avaliação de Desgaste em Laboratório
188
¾ O arame FeCrC proporcionou revestimentos com baixa diluição, revestimento com
microestrutura formada por dendritas de austenita com eutética interdendrítica, a
segunda menor porcentagem volumétrica de carbonetos totais (estatisticamente
igual ao arame +Ti), a menor dureza e resistência ao desgaste e, como
conseqüência, a maior rugosidade superficial;
¾ O arame FeCrC+Nb proporcionou revestimentos com a menor média de diluição
(similar ao FeCrC), microestrutura formada por carbonetos de Cr primários M
7
C
3
e
NbC em Matriz eutética, a maior porcentagem volumétrica de carbonetos totais, a
maior dureza média do depósito e a maior resistência ao desgaste com menor
rugosidade superficial da trilha de desgaste.
¾ O revestimento +Ti apresentou a maior diluição média, microestrutura formada por
carbonetos TiC em Matriz austenítica-martensítica, porcentagem volumétrica de
carbonetos totais, dureza e resistência ao desgaste intermediárias, além de
rugosidade superficial similar ao arame FeCrC e superior ao +Nb.
Em uma análise comparativa dos arames tubulares com o eletrodo revestido, mesmo
em condições de soldagem diferentes, verifica-se que:
¾ O eletrodo ER1 proporcionou revestimento com maior diluição que todos os arames,
microestrutura formada por carbonetos de Cr primários M
7
C
3
em Matriz eutética,
dureza e resistência ao desgaste, estatisticamente iguais ao arame +Nb, o de melhor
desempenho, além de porcentagem volumétrica de carbonetos totais próxima desse
arame.
CAPÍTULO VIII
AVALIAÇÃO DE DESGASTE EM CAMPO
Após a avaliação do desempenho dos arames tubulares a partir de ensaios de
desgaste em laboratório efetuou-se avaliação similar em campo, com os revestimentos
duros sendo aplicados em facas picadoras de cana-de-açúcar e estas instaladas para
análise nos equipamentos de uma destilaria de álcool. Buscava-se, além de avaliar o
desempenho dos consumíveis em situação real de trabalho e com mesmas condições de
soldagem, verificar se o método de ensaio (Roda de Borracha) utilizado nos trabalhos do
capítulo anterior era representativo da condição de campo, o que tornaria mais simples e
menos dispendiosa a avaliação posterior de consumíveis para esse fim.
Neste capítulo são apresentados dados complementares da construção e instalação
das ferramentas, bem como, os resultados referentes ao desgaste em campo, seguido de
uma comparação desses, com os resultados de laboratório.
8.1. Construção das facas
Foram construídas em laboratório, 12 facas picadoras de cana-de-açúcar e
revestidas três com cada consumível, conforme apresentado no Cap. 3, sendo os arames
tubulares FeCrC, +Nb e +Ti, além do eletrodo revestido ER1, avaliado na indústria durante
os trabalhos preliminares e quanto ao desgaste em laboratório (Cap. 7). A utilização do
eletrodo revestido foi considerada importante para se ter uma referência na comparação do
desempenho dos arames tubulares, em mesma condição de análise, apesar das condições
de soldagem serem diferentes dos arames tubulares.
Avaliação de Desgaste em Campo
190
As facas foram revestidas com os mesmos parâmetros de soldagem utilizados para a
construção dos corpos de prova para avaliação de desgaste em laboratório, apresentados
no Cap. 7. Devido à diferença na geometria dos cordões para os diferentes arames, mesmo
na soldagem com mesma corrente e tensão (a DBCP foi diferente), como apresentado na
Tab. 6.4, para se revestir o gume das facas, com mesma área, foi utilizado número diferente
de cordões, bem como o espaçamento entre eles (passo da solda). Para o arame
FeCrC+Nb foi utilizada distância interpasse de 6 mm e seis cordões; para o FeCrC, a
mesma distância interpasse e cinco cordões de solda, enquanto que para o FeCrC+Ti, e
para o eletrodo revestido (ER1) a distância foi de 7mm e apenas cinco cordões. Esse último
arame, apesar da maior distância interpasse, devido ao cordão mais largo, ocorria, ainda,
uma maior sobreposição do cordão de solda sobre o anterior. Isso, de certa forma,
compensava a altura da camada revestida, antes prejudicada pelo reforço menor.
Após a aplicação do revestimento em laboratório, as facas foram transportadas para
a indústria onde foram montados os mancais conforme procedimento apresentado no Cap.
4, Trabalhos Preliminares. A Fig. 8.1 apresenta detalhe das facas, com cada consumível,
após a aplicação do revestimento, antes da montagem dos mancais, enquanto a Fig. 8.2
ilustra uma faca após a montagem no mancal e pronta para a instalação no picador. Após a
realização dessa operação, as facas foram balanceadas e pesadas para a determinação do
peso no início do trabalho.
8.2. Instalação das facas no picador
Duas constatações importantes durante a realização dos trabalhos preliminares
(Cap. 4.) orientaram a instalação das facas no picador: a ocorrência de desgaste acima do
normal no início da safra e a tendência de maior desgaste nas facas posicionadas à direita
dos eixos. Isso seria provocado, respectivamente, pela ineficiência do processo de lavagem
para retirar o excesso de terra carreado da lavoura junto com a cana e à alimentação da
cana pelo lado direito do picador, posição da mesa alimentadora, que poderia provocar
maior concentração, tanto de cana, quanto de material abrasivo desse lado.
Em função disso, a instalação das facas no picador (12 soldadas em condições de
laboratório e 48 da própria empresa) ocorreu durante a primeira parada para manutenção
após o início da safra, já após o encerramento do período chuvoso (meados de maio).
Dessa forma a avaliação do desgaste ocorreria em um período com operação mais estável
dos equipamentos
Avaliação de Desgaste em Campo
191
Figura 8.1 – Detalhes das facas revestidas com cada consumível (antes da montagem dos
mancais).
Figura 8.2 – Detalhe de uma faca após a montagem do mancal.
FeCrC+Nb
ER1
FeCrC
FeCrC+Ti
100 mm
100 mm
100 mm
100 mm
100 mm
Avaliação de Desgaste em Campo
192
A Figura 8.3 mostra uma vista interna do picador, destacando a posição de
montagem das facas nos três eixos frontais, conforme descrito no Cap. 3, Desenvolvimento
Experimental. As demais facas foram montadas nos outros eixos obedecendo à seqüência
apresentada na Fig. 3.12 (Cap. 3), de forma a se ter sempre duas das facas deste trabalho
montadas em cada eixo. Além disso, as facas de n
o
X.1, ocupando a posição 1, a X.2 na
posição 5 (central) e a X.3, na posição 10 (X refere-se ao número 1, 2, 3 ou 4, segundo o
tipo de consumível). R1 e R2 tratam-se, respectivamente, das regiões de impacto do gume
e das costas das facas na estrutura do picador e serão de interesse posterior.
Figura 8.3 – Vista interna do picador destacando a posição de montagem das facas.
Uma grande dificuldade nesta etapa refere-se à adequação dos métodos de
avaliação ao sistema de funcionamento da indústria, já que os ensaios foram realizados em
condição real de trabalho. Por exemplo, seria interessante fazer a avaliação do desgaste
progressivamente, em intervalos de tempo de trabalho ou após o processamento de
determinado volume de cana para se acompanhar a evolução do desgaste. Entretanto, o
controle da quantidade de cana processada por hora ou por dia é menos preciso que o
controle da cana entrada na indústria em um período maior. Além disso, seria impossível
parar a indústria em intervalos de tempo programados apenas para se fazer a análise das
ferramentas.
Mesmo durante paradas emergenciais, para se solucionar algum problema que não
pudesse aguardar a parada programada, não seria possível liberar o acesso interno ao
Eixo I
Eixo II
Eixo III
Faca 1.1
Faca 1.2
Faca 1.3 Faca 2.2
Faca 2.1
Faca 2.3
Gume
R1
R2
Avaliação de Desgaste em Campo
193
picador para análises visuais, quanto menos permitir a retirada das ferramentas para se
efetuar a pesagem. Da mesma forma, também não seria possível retirar as 12 facas após
um período de trabalho inferior às demais, já que para fazer isso, teria, obrigatoriamente,
que retirar todas, devido à montagem de forma intercalada. E a desmontagem, seguida da
remontagem das ferramentas trata-se de uma operação relativamente complexa que é
executada em um período que pode variar de quatro a oito horas, dependendo do tipo de
intervenção que se necessite realizar e envolve o trabalho de toda uma equipe. Além disso,
durante uma eventual intervenção dessa natureza todo o processo industrial seria
interrompido provocando uma significativa perda de produção (aproximadamente 6000
toneladas de cana por dia ou 250 ton/h).
As paradas programadas são realizadas nesta indústria com um intervalo de 20 a 30
dias, podendo até ser inferior, caso se verifique alguma irregularidade, como ocorrera
durante a segunda etapa dos trabalhos preliminares (14 dias). Um fator que pode levar ao
adiantamento da parada prevista é a constatação de desgaste acima do normal, verificada,
ora pelo desbalanceamento do picador (ou desfibrador), identificada por teste de vibração
nos equipamentos ou então pela redução do fator de extração da sacarose, identificada por
análise química do bagaço, depois de extraído o caldo. Esse último caso demonstra
deficiência no preparo da cana por dano nas ferramentas. Ambos os tipos de ensaio são
realizados a cada turno de trabalho de oito horas. Caso se observe aumento da vibração do
sistema ou aumento da sacarose remanescente no bagaço, programa-se uma nova data
para se efetuar a parada.
Depois de transcorridos vinte e cinco dias de trabalho e a moagem de cento e trinta e
duas mil toneladas de cana, as facas foram desmontadas e cuidadosamente limpadas para
a remoção de resíduos de cana, material abrasivo e outras sujidades. Em seguida foram
pesadas para a obtenção do peso no final do trabalho (P
ft
) e consequentemente
possibilitarem a determinação da perda de material. Observe-se que a quantidade de cana
moída no período foi superior ao habitual, que girava em torno de oitenta mil toneladas,
devido a alterações feitas nos ternos de moendas (aumento do diâmetro dos rolos), mas
sem redimensionamentos no picador e desfibrador.
8.3. Avaliação do desempenho em campo
A Figura 8.4 apresenta foto ilustrativa de um exemplar das facas desgastadas após o
período de trabalho, com cada consumível, destacando a região de maior desgaste (região
de encontro do gume frontal com o gume superior). As demais facas são apresentadas no
Anexo 1. Essa região (o canto) é a que, durante o trabalho, passa mais próximo à esteira de
Avaliação de Desgaste em Campo
194
alimentação da cana, sendo, portanto, mais solicitada que o restante do gume devido à
velocidade de avanço da esteira que alimenta a cana ser inferior à velocidade periférica das
facas. Nas regiões mais afastadas do canto, tanto no gume frontal, quanto no gume
superior, o desgaste é menor e vai progredindo com o tempo de trabalho, principalmente à
medida que cresce o desgaste no canto.
Figura 8.4 – Facas desgastadas, com detalhe do canto de maior desgaste: arame FeCrC,
FeCrC+Nb, FeCrC+Ti e eletrodo revestido ER1.
Pela Figura 8.4, verifica-se, além do desgaste por abrasão em todas as facas, a
perda de metal por lascamento do revestimento, principalmente nas ferramentas revestidas
b) FeCrC+Nb
a) FeCrC
c) FeCrC+Ti
d) ER1
Deforma
ç
ão
100 mm
Início da
Solda
c
p
1
c
p
2
100 mm
Início da
Solda
c
p
1
c
p
2
100 mm
Início da
Solda
c
p
1
c
p
2
100 mm
Início da
Solda
c
p
1
c
p
2
Avaliação de Desgaste em Campo
195
com os arames FeCrC e +Nb, fato que será melhor discutido posteriormente. Além disso,
verifica-se alguma perda de metal de base nas faces das facas, na região de contato com a
cana (superfície lixada das facas na Fig. 8.4) e também perda de pedaços de revestimento
nas extremidades de início da solda, nos dois arames citados.
A Figura 8.5 apresenta detalhe da seção transversal do gume frontal das facas
revestidas com cada consumível. As amostras foram retiradas do gume frontal (ver
indicação de cp1 na Fig. 8.4), em região de menor solicitação de desgaste. A figura permite
visualizar o bisel (linha tracejada), o metal de base, o revestimento aplicado e algumas
descontinuidades, como poros (FeCrC), trincas (+Nb e ER1) e falta de fusão (+Ti).
Figura 8.5 – Seção transversal do gume das facas com cada consumível
Pela Figura 8.5 é possível verificar visualmente que a penetração e
consequentemente a diluição proporcionada pelos arames FeCrC e +Nb foram inferiores ao
arame +Ti e mais expressivas no eletrodo ER1, como também foi observado nas chapas de
desgaste (Fig. 7.2). Além disso, observa-se que ocorreu maior penetração na extremidade
do bisel, devido à menor espessura, fato mais evidente no Arame +Ti e no eletrodo ER1.
No revestimento +Ti verifica-se, ainda, apesar de maior penetração no centro do
cordão, uma região com falta de fusão na região entre dois cordões adjacentes. Isso ocorria
com esse arame, pois apesar de um perfil circular da área fundida, parte do metal
depositado nas laterais do cordão não fundia com o metal de base como pode ser visto no
último cordão da amostra 3.2 (Fig. 8.5). Esse material nas laterais do cordão se interpunha
Avaliação de Desgaste em Campo
196
ao arco, na soldagem do cordão subseqüente, devido à sobreposição parcial dos cordões
posteriores e provocando a remanescência de área não fundida no metal de base no último
passe de solda.
8.3.1. Avaliação de desgaste (perda de massa)
Como a perda de massa foi dimensionada via pesagem das facas, antes e após o
período de trabalho, não foi possível separar a perda de metal por abrasão e a perda por
lascamentos do revestimento, em alguns casos, a perda mais significativa
A Tabela 8.1 apresenta os dados de desgaste das facas revestidas com cada
consumível, destacando o desgaste total das facas, o desgaste do metal base na região do
bisel e o desgaste do revestimento, todos via perda de massa.
Tabela 8.1 – Dados de desgaste das facas por consumível.
Faca
N
o
.
Cons
P
it
(kg)
P
ft
(kg)
Desg
t
(kg)
Desg
t-m
(kg)
DP
Desg
MB
(kg)
Desg
(kg)
Desg
m
(kg)
DP
1.1
FeCrC
24,831 23,972 0,859
1,011 0,194
0,157 0,702
0,800
0,118
1.2 24,831 23,602 1,229
0,298 0,931
1.3 24,802 23,857 0,945
0,178 0,767
2.1
FeCrC
+Nb
24,826 23,362 1,464
1,537 0,106
0,299 1,165
1,232
0,059
2.2 24,831 23,172 1,659
0,404 1,255
2.3 24,841 23,352 1,489
0,213 1,276
3.1
FeCrC
+Ti
24,836 24,190 0,646
0,655 0,086
0,133 0,513
0,560
0,107
3.2 24,831 24,257 0,574
0,089 0,485
3.3 24,807 24,062 0,745
0,062 0,683
4.1
ER1
24,836 24,267 0,569
0,739 0,197
0,067 0,502
0,608
0,152
4.2 24,845 24,152 0,693
0,153 0,540
4.3 24,807 23,852 0,955
0,172 0,783
Onde: P
it
= peso da faca no início do trabalho; P
ft
= peso da faca no final do trabalho; Desg
t
=
desgaste total por faca; Desg
t-m
= desgaste total médio por consumível; Desg
MB
= desgaste do
metal de base por faca; Desg= desgaste do revestimento por faca; Desg
m
= desgaste médio
do revestimento por consumível; DP= desvio padrão.
Como a quantidade de cana processada no período foi bastante superior à
observada em etapas anteriores, como descrito no Cap. 4, Trabalhos Preliminares, devido
Avaliação de Desgaste em Campo
197
ao aumento da capacidade de processamento da unidade de preparo, isso provocou um
desgaste excessivo nas ferramentas, inclusive com o desgaste vencendo a barreira de
revestimento e adentrando ao metal de base. Em função disso, resolveu-se determinar a
perda de massa de metal de base na região do bisel, pela simulação com o programa Solid
Works, como descrito no item 3.6.4 do Cap. 3, de forma a se obter isoladamente a perda de
massa do revestimento, cujos dados também são apresentados na Tab. 8.1.
A Figura 8.6 ilustra comparativamente o desgaste total por faca e o desgaste apenas
do revestimento, permitindo observar uma redução dos valores de Desg do revestimento
FeCrC e +Nb, os consumíveis que apresentaram maior desgaste do metal de base. Na
figura é possível verificar ainda que, com exceção do arame FeCrC, as facas posicionadas
mais à direita no picador apresentaram maior desgaste, como constatado nos trabalhos
preliminares. Destaca-se que é referido como desgaste (Desg) a toda a perda de metal do
revestimento observada nas ferramentas, tanto por abrasão, quanto por lascamentos,
quando houver.
Figura 8.6 – Desgaste total das facas e desgaste do revestimento por consumível.
A Tabela 8.2 apresenta a perda de metal por faca (Desg), o desgaste médio das
facas por consumível (Desg
m
), a taxa de desgaste média (Tdesg
m
), a resistência ao
desgaste média (Rdesg
m
) e o desvio padrão de cada parâmetro analisado, determinados
como descrito no Cap. 3, Desenvolvimento Experimental.
A Figura 8.7 ilustra os valores médios de desgaste dos revestimentos das facas, por
consumível, e respectivo desvio padrão, permitindo verificar que, dentre os arames
tubulares, o melhor resultado em valores médios (menor desgaste) foi obtido com o
revestimento +Ti, seguido do FeCrC (estatisticamente iguais) e, com o maior desgaste, o
FeCrC FeCrC+Nb
FeCrC+Ti
ER1
Avaliação de Desgaste em Campo
198
revestimento +Nb. O eletrodo ER1 apresentou desgaste estatisticamente similar ao
revestimento FeCrC e ao +T1.
Tabela 8.2 – Dados de desgaste e resistência ao desgaste por consumível.
Cons Desg
m
(g)
DP Tdesg
m
(
mg.m
-1
)
DP Rdesg
m
(mg.m
-1
)
-1
DP
FeCrC
800 118
0,0173 0,0026
57,68 8,21
FeCrC+Nb
1232 59
0,0267 0,0013
37,45 1,84
FeCrC+Ti
560 107
0,0121 0,0023
82,35 14,65
ER1
608 152
0,0132 0,0033
75,85 17,48
Onde: Desg
m
= desgaste médio do revestimento por consumível; Tdesg
m
= taxa de desgaste
médio por consumível; Rdesg
m
= resistência ao desgaste médio por consumível.
Pela análise da Figura 8.7 e pela observação da Figura 8.4 (anterior) comprova-se o
menor desgaste médio do revestimento +Ti, dentre os arames tubulares, cuja superfície
ficou praticamente intacta, exceto pelo desgaste no canto frontal que já se começava a
atingir o metal de base. O maior desgaste do +Nb ocorreu devido à fratura e lascamento de
parte do revestimento, principalmente na região mais solicitada, pois quando o desgaste
vence a camada de revestimento protetor e atinge o metal de base, a taxa de desgaste
tende a aumentar progressivamente, devido à menor resistência deste. Com isso, a redução
de volume da faca progride mais rapidamente.
Figura 8.7 – Histograma ilustrando o desgaste das facas por consumível.
Uma provável causa do lascamento de partes de revestimentos frágeis, em região de
muitas trincas pode, além do impacto normal com a cana e outros objetos, também estar
relacionada com o impacto da faca sobre a própria estrutura do picador. A Fig. 8.3 mostra as
Avaliação de Desgaste em Campo
199
regiões onde esses impactos ocorrem, sendo a região R1, de impacto com o gume das
facas e a região R2, de impacto com as costas dessas. Esses impactos ocorrem durante a
partida (aceleração), durante a parada do equipamento (desaceleração) ou após o choque
das facas, tanto com a cana, quanto com materiais duros durante o trabalho, pelo fato de as
ferramentas girarem livres sobre os eixos.
São tão fortes as pancadas que promovem a deformação do material de base na
região oposta ao gume como pode ser visto também na Fig. 8.4 (detalhe na faca 1.1 -
FeCrC). Os choques na região oposta ao gume, aliado ao impacto com a cana e outros
objetos estranhos na região frontal (região do gume) podem ser responsáveis pela
propagação de trincas, pelo aumento do seu número e, conseqüentemente, pelos
destacamentos de partes do revestimento.
Infortunadamente não havia sido identificada a componente de impacto responsável
pela perda de metal por lascamento, durante os trabalhos preliminares, tanto na operação
das facas na indústria, quanto no estudo do mecanismo de desgaste. Alguns fatores podem
ter contribuído para que isso ocorresse, dentre os quais, a utilização de consumíveis de
maior tenacidade e/ou a utilização de condições de soldagem que, se por um lado produziu
revestimentos com maior diluição e menor resistência ao desgaste, por outro não produziu
trincas em nível comprometedor.
Pela análise anterior (destacamento do revestimento), suspeita-se que as condições
de soldagem utilizadas não tenham sido as melhores para o arame FeCrC e para o +Nb, do
ponto de vista das tensões geradas durante a soldagem, onde os cordões paralelos tenham
favorecido a propagação de trincas e, consequentemente o lascamento do revestimento.
Como os arames apresentam composição química diferente, a soldagem com mesmas
condições pode não ter sido adequada para a avaliação de cada um no seu ponto ótimo. Em
função disso, acredita-se que seja importante a investigação posterior visando a
identificação das condições ótimas para cada consumível do ponto de vista do controle de
trincas, mas preservando a baixa diluição e elevada produtividade.
Segundo Carceller (2007), a adição de Mn nas ligas de revestimento duro objetiva
incrementar a sua resistência ao impacto. Apesar do baixo teor de Mn das ligas utilizadas
observa-se que os revestimentos que foram mais influenciados pelos lascamentos foram
aqueles com menor teor de Mn e menor diluição, respectivamente, o +Nb, FeCrC e o +Ti,
como pode ser comprovado pela Tab. 3.1 (Cap. III) e Fig. 7.4 (Cap. 7). O eletrodo ER1, que
foi o terceiro mais afetado pelos lascamentos, tem o terceiro maior índice de Mn e
apresentou diluição superior.
Avaliação de Desgaste em Campo
200
8.3.2. Resistência ao desgaste
Os valores médios obtidos da resistência ao desgaste pelo ensaio das facas
revestidas com os quatro consumíveis, durante essa etapa do trabalho, foram apresentados
pela Tab. 8.2. Destaca-se, entretanto, que como ilustrado pelo esquema da Fig. 3.14, no
Cap. 3, para a determinação da distância percorrida pelas facas durante o ensaio,
considerou-se que a região do contato das facas com a cana, desde o instante em que
atinge a cana bruta até o instante em que se desvencilha do bagaço, equivale a
aproximadamente um terço do perímetro do picador.
O tipo de arame teve significância na resistência ao desgaste do revestimento na
condição de operação na indústria. O teste de hipótese permite considerar a resistência ao
desgaste do arame FeCrC e +Ti, os de maior Rdesg, como estatisticamente iguais com
significância estatística, p=0,057. Por outro lado, a menor resistência ao desgaste do
revestimento +Nb foi estatisticamente diferente dos outros dois arames, com significância
estatística p=0,012 com relação ao revestimento FeCrC e p=0,005, com relação ao
revestimento +Ti. Os valores de resistência ao desgaste são ilustrados na Fig. 8.8,
permitindo comprovar essa discussão.
Se comparado o eletrodo ER1 com os arames tubulares verifica-se que este
apresentou resistência ao desgaste média ligeiramente inferior ao arame +Ti, de melhor
desempenho neste quesito, mas superior ao arame FeCrC e +Nb, em valores médios.
Entretanto, a resistência ao desgaste do eletrodo ER1 é estatisticamente igual tanto ao
FeCrC, quanto ao +Ti, com significância estatística, respectivamente, p=0,1431 (com
relação ao FeCrC) e p=0,700 (com relação ao +Ti).
Figura 8.8 – Resistência ao desgaste médio por consumível.
Avaliação de Desgaste em Campo
201
O melhor desempenho em termos de resistência ao desgaste do arame +Ti concorda
com Gregory (1980), segundo o qual a adição de molibdênio (presente nesse arame) no
revestimento duro é importante para aumentar a resistência à abrasão. Além disso, de
acordo com Wang et al (2004), o carboneto de titânio (TiC) possui maior dureza e
estabilidade que os carbonetos de cromo (CrC), fazendo com que materiais reforçados com
TiC tenham cadeias muito fortes, proporcionando melhores propriedades de resistência ao
desgaste da liga.
O pior resultado do arame +Nb, por sua vez, estaria relacionado ao lascamento do
revestimento na presença de trincas e sob a ação do impacto com a cana e com a estrutura
do picador. Isso contrasta com o melhor resultado do +Ti que não apresentou trincas
superficiais visíveis a olho nu, antes ou após o trabalho. Essa constatação concorda com
Martins Filho (1995), o qual verificou que em revestimentos de liga Fe-Cr-C-V, diferente
desta, os melhores resultados de resistência ao desgaste abrasivo foram obtidos pelos
ensaios isentos de trincas.
As trincas e porosidades aparentam ter apresentado comportamento diferente nos
testes em laboratório e em campo: nos ensaios de laboratório não apresentaram influência
significativa, exceto por um provável leve aumento do desgaste nas bordas de poros e
trincas maiores (não quantificado); por outro lado, na operação das ferramentas em situação
real de trabalho essas descontinuidades apresentaram um efeito muito mais danoso por
fragilizar o material e provocar o seu lascamento, fazendo com que as perdas fossem ainda
mais significativas.
A Figura 8.9 apresenta detalhe da mesma superfície de uma faca revestida com o
arame FeCrC, antes e após o trabalho. É possível verificar por comparação visual à vista
desarmada que o tamanho e a quantidade de trincas do revestimento, originadas durante a
soldagem e não dimensionadas (Fig. 8.9a), aumentou após o período de trabalho no picador
(Fig. 8.9b).
Figura 8.9 – Detalhe da superfície revestida de uma mesma faca antes (a) e após o trabalho
(b).
b)
a)
trinca
Avaliação de Desgaste em Campo
202
As trincas transversais ao cordão de solda são segundo Wainer, Brandi e De Mello
(1991), trincas de contração e ocorreriam devido à baixa ductilidade ou, às vezes, ao baixo
limite de escoamento do revestimento. Tais trincas aliviam as tensões, são visíveis a olho nu
e podem propagar-se com trabalhos mecânicos.
A Figura 8.10 ilustra detalhes do revestimento dos quatro consumíveis, no gume
frontal, próximo ao canto de maior desgaste. Destaca-se na figura, a quantidade de trincas
do arame FeCrC e +Nb, que como conseqüência, provocou no segundo consumível em
algumas regiões, uma acentuada fragmentação do revestimento (faca 2.2). Além disso,
observa-se em região revestida com o eletrodo ER1, além de trincas, o arrancamento de
pedaços do revestimento. Contrastando com esses resultados observa-se praticamente
intacto o revestimento efetuado com o arame +Ti. No detalhe da Figura 8.10b pode-se
constatar que não ocorreu problema de ligação do metal de solda, mas sim, a fragmentação
progressiva do revestimento devido à presença de trincas.
Figura 8.10 – Detalhes das facas após o desgaste.
A Figura 8.11 ilustra detalhe da formação de uma trinca de solidificação na interface
com o MB e a sua propagação até próximo à superfície. Acredita-se que em muitos casos
possa ter ocorrido esse fenômeno e a propagação das trincas até à superfície com o
trabalho das facas no picador, justificando o aumento desse tipo de descontinuidade,
ilustrado pela Fig. 8.9.
Segundo a citação de Scotti e Rosa (1997), durante o processo de soldagem podem
aparecer trincas devido à fragilidade dos revestimentos duros. Estas não são,
necessariamente, indicadores de redução na resistência ao desgaste, podendo até serem
c) FeCrC+Ti
d) ER1
b) FeCrC+Nb
a) FeCrC
Fragmentação
parcial
Revestimento
remanescente
10 mm
10 mm
10 mm
10 mm
Avaliação de Desgaste em Campo
203
favoráveis por reduzirem as tensões internas. Por outro lado, são indesejáveis nos casos de
revestimentos estanques ou sob esforços dinâmicos que levem à fadiga e,
conseqüentemente, ao arrancamento do revestimento. Por sua vez, Martins Filho (1995) cita
que para revestimentos de liga Fe-Cr-C-V aplicados com arames tubulares, a ausência de
trincas é decisiva para o aumento da resistência ao desgaste abrasivo.
Figura 8.11 – Detalhe da propagação de trinca (a) na interface com o MB e (b) próximo à
superfície (aumento de 50X).
Corrêa et al (2006a) afirmam que as ligas Fe-Cr-C são susceptíveis às trincas de
solidificação, as quais aliviam as tensões de soldagem, mas, no caso de aplicações onde o
componente está sujeito à vibração ou impacto, podem levar à fragmentação do
revestimento. Em função disso, se busca incessantemente a obtenção de ligas que
apresentem um bom desempenho de resistência ao desgaste e tenacidade.
Portanto, acredita-se que a soldagem com condições que minimizem a geração de
trincas ou dificultem a sua propagação possa melhorar o desempenho dos dois arames mais
afetados por lascamentos, concordando com a conclusão de Martins Filho (1995). Portanto
sugere-se que trabalhos posteriores busquem a otimização de técnicas e de parâmetros de
soldagem, como oscilação da tocha, ângulo de ataque, corrente, tensão, velocidade de
soldagem e distância bico de contato-peça, além de modo de transferência metálica e
diluição da solda que minimizem a geração de trincas e, dessa forma, avaliar o desempenho
dos arames citados (FeCrC e +Nb) sob essas condições. Scotti e Rosa (1997) mostraram
em seu trabalho, com arame tubular de liga Fe-0,5C-5B, que é possível produzir depósitos
de revestimento duro livres de trinca, combinando com elevada dureza, pela utilização de
pré-aquecimento e de oscilação da tocha.
b)
a)
trinca
200µm
Metal de base
Revestimento duro
200µm
Metal de base
trinca
Avaliação de Desgaste em Campo
204
8.3.3. Mecanismo de desgaste
A Figura 8.12 ilustra o perfil da superfície desgastada dos revestimentos aplicados
nas facas picadoras com os quatro consumíveis, obtidas em microscópio eletrônico de
varredura (MEV). Foi feita uma varredura na superfície do cp2 (vide Fig. 8.4), na região mais
afetada pela ação dos agentes de desgaste, buscando-se evidenciar alguma similaridade no
perfil ou nos mecanismos atuantes.
Figura 8.12 – Perfil da superfície desgastada das facas com os quatro consumíveis (MEV -
aumento de 200X).
Apesar de se verificar a predominância do microcorte e indentações, a superfície dos
diferentes revestimentos se apresentou também distinta, como pode ser visto na Fig. 8.12. A
FeCrC
FeCrC+Nb
FeCrC+Ti
ER1
Avaliação de Desgaste em Campo
205
presença de crateras nos revestimentos FeCrC, +Nb e ER1 indicam o arrancamento de
partículas, provavelmente carbonetos, o que ocorreria com a continuidade do desgaste.
Uma diferença no comportamento das partículas abrasiva nos ensaios em laboratório
e em campo deve ter contribuído para o maior desempenho do revestimento +Ti em campo.
Neste caso, ao contrário do ocorrido em laboratório, as partículas abrasivas não eram
forçadas contra o revestimento de forma a contornar a matriz dura e homogênea e penetrar
nos alojamentos dos carbonetos massivos e frágeis, como evidenciado no Cap. 7.
8.3.4. Desgaste relativo
A Tabela 8.3 apresenta os dados utilizados para a obtenção do desgaste relativo por
tonelada de cana (Desg
rel
) dos quatro consumíveis utilizados nesta etapa. Essa análise é
importante para comparar o desempenho dos revestimentos duros aplicados nas condições
da empresa (arame FeCrC e o eletrodo ER1), durante os trabalhos preliminares, com as
condições controladas em laboratório e, além disso, comparar o desempenho do arame +Nb
e +Ti com esses dois consumíveis em mesma condição de ensaio. O Desg
rel
foi obtido
através da relação entre o peso médio do desgaste (Desg
m
) pelo peso estimado da cana
picada por cada faca, como descrito no Cap. 3 deste trabalho. Destaca-se que o peso da
cana moída (P
cana
) foi obtido pelos registros de pesagem da cana que deram entrada na
unidade de processamento durante o período avaliado.
Tabela 8.3 – Desgaste relativo durante a etapa final
Cons
Etapa Final
P
cana
(ton)
P
est
(ton/fc)
Desg
m
(g/fc)
DP Desg
rel
(g/ton)
DP
FeCrC
132000 2200
800 118
0,364 0,054
FeCrC+Nb
1232 59
0,560 0,027
FeCrC+Ti
560 107
0,255 0,049
ER1
608 152
0,277 0,069
Onde: Cons= consumível; P
cana
= peso total da cana moída no período; P
est
= peso estimado
de cana processada por faca (P
cana
/60); Desg
m
= desgaste médio por facas para cada
consumível; Desg
rel
= desgaste relativo em g/ton de cana; DP= desvio padrão.
O histograma da Figura 8.13 ilustra o desgaste relativo da etapa final, comparando-o
com o desgaste apresentado durante a primeira e a segunda etapa (final do período
chuvoso e durante o período seco, respectivamente) realizadas durante os trabalhos
Avaliação de Desgaste em Campo
206
preliminares com a soldagem em condições da indústria. A ordem do Desg
rel
da Etapa Final
é a mesma do Desg
m
apresentada na Fig. 8.7, devido à mesma quantidade de cana
processada por faca (P
est
), ou seja, menor desgaste por tonelada de cana para o
revestimento +Ti, seguido do FeCrC e +Nb. O eletrodo ER1 apresentou Desg
rel
similar ao
arame +Ti e FeCrC.
Fig. 8.13 – Desgaste relativo por tonelada de cana na Etapa final.
Na Etapa 1, com desgaste muito superior, a perda de metal havia sido considerada
excessiva pelo efeito do início da safra, como apresentado no Cap. 4, o que demonstra a
importância da lavagem eficiente da cana para se reduzir o desgaste. Ressalta-se que na
primeira e na segunda etapas, foram avaliados os revestimentos aplicados apenas com o
arame FeCrC e com o eletrodo ER1, razão pela qual não se tem esses dados referentes aos
outros consumíveis (+Nb e +Ti). Além disso, na Etapa 1, há o efeito do desgaste do metal
de base, diferentemente das outras duas etapas. Na Etapa 2 isso não ocorreu devido ao
pequeno período de trabalho, enquanto na etapa final o desgaste do metal de base foi
determinado e desconsiderado nessa apresentação.
Pela análise da Figura 8.13 verifica-se, ainda, que em valores médios o desgaste na
Etapa Final foi inferior ao obtido na Etapa 2 dos trabalhos preliminares, quando as
condições de ensaio foram similares (em torno de 33% inferior para o arame FeCrC e 26%
para o ER1), apesar da maior quantidade de cana processada por faca na Etapa Final (P
est
).
Essa constatação permite concluir que o revestimento aplicado na Etapa Final, com esses
dois consumíveis, apresentou melhores propriedades de resistência à abrasão, pois apesar
da ocorrência de lascamentos do revestimento, não evidenciada na Etapa 2, a perda de
metal foi inferior.
Avaliação de Desgaste em Campo
207
8.4. Desgaste em laboratório x desgaste em campo
A Tabela 8.4 apresenta os dados de resistência ao desgaste em laboratório e em
campo, para efeitos de comparação entre os dois métodos de ensaios utilizados. A relação
entre a resistência ao desgaste em laboratório pela resistência ao desgaste em campo
(Rdesg
lab
/Rdesg
campo
) também se mostrou diferente para os quatro consumíveis, denotando
o diferente efeito das propriedades do revestimento duro proporcionadas por cada
consumível para se opor à ação abrasiva nos distintos sistemas tribológicos.
Tabela 8.4 – Relação entre a resistência ao desgaste em laboratório e em campo.
Cons
Resistência ao desgaste
(mg.m
-1
)
-1
Laboratório Campo Lab/Campo
FeCrC
7,69 57,67
0,133
FeCrC+Nb
34,04 37,45
0,908
FeCrC+Ti
11,01 82,35
0,133
ER1
26,99 75,82
0,355
A Figura 8.14 apresenta comparativamente a resistência ao desgaste dos ensaios
em laboratório com a obtida em campo, com as ferramentas operando em situação real de
trabalho. Verifica-se, primeiramente, que a resistência ao desgaste do revestimento em
laboratório foi inferior à resistência ao desgaste em campo, indicando maior severidade das
condições de ensaio do primeiro. Esse fato pode ser explicado pelo elevado rigor das
condições laboratoriais que garantia sempre abrasivo novo, com dimensão padronizada,
além de pressão e alimentação constante na interface disco de borracha-peça. Por outro
lado, a eventual presença de pedaços de pedra, ferro e outros materiais estranhos durante o
trabalho das ferramentas no picador, como referido por Buchanan, Shipway and McCartney
(2007), leva a supor que esses elementos constituam exceção em um processo com
lavagem da cana eficaz, e que o agente de maior relevância na ação abrasiva de desgaste
seja realmente a cana (caule, casca, nós, bagaço, etc.), de inferiores propriedades
abrasivas, além de resíduos de terra e areia remanescentes do processo de lavagem.
Observa-se ainda na Tabela 8.4, para os arames tubulares, que excetuando-se o
arame +Nb que apresentou a maior Rdesg em laboratório e a menor Rdesg em campo, os
outros dois arames (FeCrC e +Ti) apresentaram comportamento similar, ou seja, mesma
relação Rdesg
lab
/Rdesg
campo
(0,133). O arame +Nb, devido ao excessivo lascamento,
apresentou excessiva perda de metal em campo, levando a uma relação
Rdesg
lab
/Rdesg
campo
elevada (0,908). Como discutido anteriormente, o melhor desempenho
Avaliação de Desgaste em Campo
208
do arame +Nb em laboratório se deve à sua elevada resistência à abrasão, enquanto que o
seu baixo desempenho em campo estaria relacionado à grande quantidade de trincas
apresentada pelo revestimento.
Figura 8.14 – Comparação da resistência ao desgaste em laboratório “versus”
campo.
Por sua vez, se comparado o eletrodo revestido ER1 com os arames tubulares,
verifica-se que este apresentou resistência ao desgaste em laboratório similar ao arame de
maior desempenho (o +Nb) e resistência ao desgaste em campo similar aos arames de
maior desempenho (FeCrC e +Ti), resultando em relação Rdesg
lab
/Rdesg
campo
igual a 0,355.
Evidentemente que a maior resistência ao desgaste apresentada pelo revestimento
+Nb em laboratório e do revestimento +Ti e FeCrC em campo significa que cada
consumível, nas condições de ensaio, seria o mais indicado para cada aplicação. Por outro
lado, a coincidência da relação de desgaste do arame FeCrC (maior abrasão em laboratório
e abrasão e moderado lascamento em campo) e do +Ti (abrasão nos dois casos) pode, com
alguma aproximação, indicar uma provável relação entre o desgaste nos dois tribosistemas
e que talvez, a aplicação do arame +Nb em uma condição de menor trincamento possa se
aproximar da relação citada.
A divergência dos resultados em laboratório e em campo concorda com a afirmação
de Eyre (1991), segundo o qual é difícil predizer com um único ensaio o comportamento em
serviço de um material, dada a multiplicidade de fatores que intervêm nos processos de
desgaste, não sendo fácil encontrar um método de ensaio adequado a cada tribosistema.
Avaliação de Desgaste em Campo
209
A maior resistência ao desgaste dos revestimentos, em campo que em laboratório,
que chegou a mais de sete vezes no caso do revestimento +Ti e FeCrC, pode também ter
sido favorecida pela diferente preparação dos corpos de prova, que podem ter levado a
diferentes propriedades da superfície submetida ao desgaste. Na avaliação de desgaste em
laboratório, a camada superficial do revestimento foi removida por retificação para a
regularização da superfície. Esta região, como se evidenciou no Cap. 7, é onde se
concentra a maior quantidade de carbonetos. Por outro lado, os ensaios em campo foram
realizados com revestimentos com camada superficial intacta, portanto, com prováveis
melhores propriedades de resistência à abrasão.
A diferença nos resultados dos ensaios em laboratório e em campo indica que o
ensaio com o abrasômetro Roda de Borracha, nas condições realizadas, não tenha sido
eficaz para simular com fidelidade o desgaste observado nas facas picadoras de cana-de-
açúcar em situação real de trabalho. E que uma provável menor evidência de trincas do
revestimento +Ti tenha sido o diferencial para o seu maior desempenho em campo na
presença de impacto com a estrutura do picador, com a cana e outros materiais estranhos.
Em função disso, acredita-se que um método de ensaio que combine abrasão e
impacto seja mais representativo do mecanismo de desgaste das ferramentas durante a
operação na indústria. Como nem sempre é possível realizar a avaliação de resistência dos
revestimentos em situação real de trabalho e isso, quando possível se torna difícil e
oneroso, acredita-se que a identificação de um método de ensaio que seja representativo do
referido tribosistema, seja importante para avaliações futuras, razão pela qual se sugere que
esta análise seja realizada em trabalhos posteriores.
8.5. Comentários finais do capítulo:
¾ Acredita-se que a presença de descontinuidades como trincas e porosidades podem
favorecer o destacamento de partes do revestimento, aumentando a taxa de
desgaste nas condições de campo;
¾ A ausência de trincas do revestimento +Ti deve ter sido o diferencial para o seu
maior desempenho em campo na presença de impacto com a cana, a estrutura do
picador e outros materiais estranhos. Opostamente, a maior quantidade de trincas
(não quantificadas) do revestimento +Nb pode ter sido responsável pela sua maior
perda de massa;
¾ O menor desgaste do revestimento +Ti permite supor que, caso seja desenvolvida
uma técnica para reforçar a região de maior desgaste (canto da faca), por exemplo,
com duas ou três camadas, as demais regiões do revestimento poderiam suportar,
Avaliação de Desgaste em Campo
210
ainda, o processamento de quantidade de cana igual ou superior à processada no
período avaliado;
¾ O desgaste relativo das facas por tonelada de cana processada foi inferior na etapa
final do trabalho que nas duas etapas realizadas preliminarmente, indicando a
eficácia das condições de soldagem em laboratório para prover maior resistência à
abrasão;
¾ A diferença na relação entre a resistência ao desgaste em laboratório pela
resistência ao desgaste em campo é um indicador da capacidade diferente do
revestimento com cada consumível em reagir às solicitações dos diferentes
tribosistemas;
¾ O ensaio com o abrasômetro Roda de Borracha nas condições realizadas, não foi
eficaz para simular com fidelidade o desgaste observado nas facas picadoras de
cana-de-açúcar em situação real de trabalho, apesar de mais severo do ponto de
vista da abrasividade.
CAPÍTULO IX
CONCLUSÕES
A realização deste trabalho permitiu chegar às seguintes conclusões, listadas a seguir:
1. Quanto à avaliação de desgaste em laboratório:
¾ O arame FeCrC apresentou baixa diluição (similar ao +Nb), menor dureza, a menor
resistência ao desgaste e menor porcentagem volumétrica de carbonetos totais
(PVCt), similares ao arame +Ti. Além disso, a sua microestrutura na região de
desgaste é composta por dendritas de austenita em matriz eutética e na superfície
do revestimento, por uma fina camada composta por carbonetos primários de cromo
(M
7
C
3
) dispersos em uma matriz eutética de austenita mais carboneto;
¾ O arame FeCrC+Nb apresentou a menor diluição média, a maior dureza, maior
resistência ao desgaste abrasivo e a maior PVCt, além de microestrutura composta
por carbonetos primários de cromo (M
7
C
3
) + carbonetos de nióbio (NbC) em uma
matriz eutética de austenita mais carboneto;
¾ O arame FeCrC+Ti apresentou a maior diluição e demais parâmetros similares ao
arame FeCrC, além de microestrutura composta por grandes carbonetos primários
de titânio (TiC), além de carbonetos secundários (TiC), finamente distribuídos em
uma matriz austenítica-martensítica.
¾ Se comparados ao eletrodo revestido ER1, todos os arames apresentaram diluição
inferior e apenas o arame FeCrC+Nb teve dureza e resistência ao desgaste similar e
PVCt superior. A sua microestrutura é formada por carbonetos primários de cromo
(M
7
C
3
) dispersos em uma matriz eutética de austenita mais carboneto.
Conclusões
212
2. Quanto à avaliação de desgaste em campo:
¾ A maior resistência ao desgaste em campo foi obtida pelas facas picadoras
revestidas com o arame +Ti e FeCrC, seguida do +Nb;
¾ O revestimento +Ti e FeCrC apresentaram desempenho similar ao eletrodo revestido
ER1;
¾ O lascamento do revestimento foi decisivo no mau desempenho do revestimento
+Nb e parcialmente no revestimento FeCrC, devido à presença de trincas;
¾ O desgaste relativo das facas por tonelada de cana processada foi inferior na Etapa
Final nas condições de soldagem de laboratório, que nas etapas anteriores nas
condições da indústria.
3. Quanto à comparação do desgaste em laboratório x campo:
¾ Do ponto de vista da abrasão, o ensaio em campo foi menos severo que em
laboratório, quando os arames tubulares de maior desempenho apresentaram
resistência ao desgaste em torno de sete vezes superior.
¾ O maior desempenho em campo, das facas picadoras de cana-de-açúcar, é obtido
com revestimentos que combinem maior resistência à abrasão com ausência ou
menor quantidade de trincas.
4. Quanto aos métodos de ensaio:
¾ O ensaio por roda de borracha não reproduziu fielmente o sistema tribológico das
facas picadoras de cana-de-açúcar em condição real de trabalho, pois não simula a
ocorrência de impacto;
¾ Para maior precisão na análise durante a avaliação de desgaste em campo, é
importante retirar as ferramentas antes que o desgaste atinja o metal de base;
CAPÍTULO X
PROPOSTAS PARA TRABALHOS POSTERIORES
A realização deste trabalho permite sugerir algumas propostas para a realização de
trabalhos posteriores que busquem responder questões não resolvidas neste trabalho,
dentre as quais:
1. Como não era objetivo deste trabalho esgotar o estudo da transferência metálica de
arames tubulares autoprotegidos, sugere-se que questões não abordadas neste
possam ser investigadas, tais como: ensaios com os arame +Ti e +Nb para a
determinação de outras regiões de transferência, analisar o efeito indutivo em curto-
circuito, etc.
2. Um estudo mais aprofundado dos fatores que afetam a estabilidade do arco na
soldagem com esses três arames, já que este se limitou a avaliar a freqüência de
curto-circuito;
3. Constatando-se o efeito do ajuste da indutância da fonte sobre a geometria do
cordão de solda, mas sabendo-se que não era esse o objetivo deste trabalho,
sugere-se o aprofundamento do seu estudo, inclusive com a medição efetiva da
indutância;
4. Como os arames apresentam composição química diferente, a soldagem com
mesmas condições pode não ter sido adequada para a avaliação de cada um no seu
ponto ótimo. Em função disso, acredita-se que seja importante a investigação
posterior visando a identificação das condições ótimas para cada consumível do
ponto de vista do controle de trincas e da resistência ao desgaste, especialmente do
Propostas para Trabalhos Posteriores
214
arame FeCrC+Nb que apresentou excelente desempenho em laboratório e baixo em
campo;
5. Avaliar outro método de ensaio que melhor reproduza o mecanismo de desgaste
ocorrido em facas picadoras de cana-de-açúcar, para facilitar desenvolvimentos
posteriores, provavelmente pela simulação combinada de abrasão e impacto;
6. Pela dificuldade em se construir os corpos de prova para o ensaio Charpy e a sua
provável ineficácia devido à fragilidade do revestimento, acredita-se que seja
importante também, identificar um método para avaliar a tenacidade de
revestimentos duros para subsidiar outros trabalhos nessa linha de pesquisa;
7. Avaliar os consumíveis utilizados na condição de soldagem de duas ou três camadas
de solda, já que as propriedades do revestimento são diferentes nessas condições e,
em muitas aplicações deseja-se para maior vida em serviço do equipamento, a
utilização de maior espessura de revestimento;
8. Estudar uma forma de reforçar a região de maior desgaste das facas (encontro dos
gumes frontal e superior) para aumentar a vida em serviço dessas ferramentas, o
que poderia ocorrer também pela soldagem em multicamadas;
9. Estudar, de igual forma o desempenho de arames tubulares no revestimento de
martelos desfibradores de cana-de-açúcar, tendo em vista serem ferramentas
também muito afetadas pelo desgaste. Além disso, as suas condições de contato
com a cana são diferentes, devido à operação de picagem inicial realizada pelas
facas picadoras, pela maior área de contato e pela maior velocidade de impacto com
a cana.
Além disso, pela importância do tema para geração de tecnologia que promova o
desenvolvimento e melhoria da competitividade desse setor industrial tão expressivo
no Brasil, mas principalmente pelas dificuldades de se efetuar pesquisas dentro da
indústria durante a sua operação, seria importante para o país a construção de uma
mini unidade sucroalcooleira em uma Universidade ou Centro de Pesquisa, de forma
a facilitar a realização de pesquisas de interesse desse setor econômico.
CAPÍTULO XI
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ADACHI, K. and HUTCHINGS, I. M. Wear mode mapping for the micro-scale abrasion test.
Wear. v. 255, p. 23 – 29, 2003.
ADOLFSSON, S; On-Line Quality Monitoring in Short-Circuit Gas Metal Arc Welding.
Welding Journal. Feb, p. 59s-73s, 1999.
ALORAIER, A; IBRAHIM, R; THOMSON, P. FCAW Process to Avoid the Use of Post Weld
Heat Treatment. International Journal of Presssure Vessels and Piping. N
o
83, p. 394-
398, 2006.
ALVES FILHO, M. Para Garantir Nosso Doce. Ano XV, n
o
161, disponível em
http://www.unicamp.br/unicamp/unicamp_hoje/ju/abril2001/pag06abril2001.htm. abril de
2001. Acesso em: 20 maio de 2006.
ARAÚJO, W. R. Comparação entre a Soldagem Robotizada com Arame Sólido e Metal
Cored – A Ocorrência do Finger. Universidade Federal de Minas Gerais. Dissertação de
Mestrado, 91 p. 2004.
ASTM. Standard Terminology Relating to Wear and Erosion. ASTM G40-90a. p. 150-
155, 1990.
ASTM. Standard Test Method for Measuring Abrasion Using the Dry Sand/Rubber
Wheel Aparatus. ASTM G65-00, p. 231-243, 2000.
Referências Bibliográficas
216
ATAMERT, S. and BHADESHIA, H. K. D. H. Microstructure and Stability of Fe-Cr-C
Hardfacing Alloys. Materials Science and Engineering A, n. 130, p. 101-111, 1988.
AWS. Welding Handbook – Welding Technology, American Welding Society, Vol. 1, 8
th
Edition, Miami, USA, 1991. p. 350-383.
BAIXO, C. E. I. e DUTRA, J. C. O Estudo da Transferência Metálica no Processo de
Soldagem MIG/MAG através de Projetor e Tratamentos Oscilográficos de Tensão e
Corrente. Soldagem & Materiais. Jan/Mar, p. 32-36, 1990.
BÁLSAMO, P. S. S. Influência dos Teores de Carbono, Cromo e Energia de Soldagem
Sobre a Resistência ao Desgaste de Ligas Soldadas da Classe Fe-Cr-C. Universidade
Federal de Uberlândia-MG, Dissertação de Mestrado em Engenharia Mecânica, 138 p.
1995.
BÁLSAMO, P.S.S.; SCOTTI, A.; DE MELLO, J.D.B., Interpretación de la Microestrutura de
Recargues Duros Depositados por Soldadura Utilizando la Superfície de Líquidus de
Diagramas Fe-Cr-C. Rev. Soldadura, 25 (4), CENIN, Madrid, p. 199-207, 1995.
BERNS, H. and FISCHER, A. Microstructure of Fe-Cr-C Hardfacing Alloys with Additions of
Nb, Ti and, B. Materials Characterization, v. 39. p. 499-527, aug. 1997.
BOLTON, L.A; DAVIES, U.H. The Mecanisms of Wear. Weld Surfacing and Hardfacing –
The Welding Institute, 1980.
BRANDIM, A. S.; ALCÂNTARA, N. G.; PARANHOS, R. Diluição em Soldas de Revestimento
Duro Utilizando o Processo de Soldagem a Arco Submerso. XXV Encontro Nacional de
Tecnologia da Soldagem. Belo Horizonte – MG. 08 a 10 de Setembro de 1999.
BRANDIM, A. S.; ALCÂNTARA, N. G.; HERNANDEZ, O. J. S. e PARANHOS, R. P. R.
Resistência ao Desgaste por Abrasão em Metal de Solda do Tipo Fe-Cr-C Obtidos por Arco
Submerso. 2
o
Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação. Uberlândia-MG. 18-21
de maio, 2003.
Referências Bibliográficas
217
BUCHANAN, V. E; SHIPWAY, P. H.; MCCARTNEY, D. G. Microstructure and Abrasive Wear
Behaviour of Shielded Metal Arc Welding Hardfacings Used in the Sugarcane Industry.
Wear. p. 1 - 12, 2007.
BUCHELY, M. F.; GUTIERREZ, J. C.; LEÓN, L. M. & TORO, A. The Effect of Microstructure
on Abrasive Wear of Hardfacing Alloys. Tribology International. v. 259, p. 52 - 61, 2005.
BUDINSKI, K. G. Hardfacing V – Choosing a Process. Welding Design & Fabrication. p.75-
78, mar. 1987.
CARCELLER, R. C. Influencia de los Parâmetros del Régimen de Recargue en la
Morfología de los Depósitos de Acero e Fundición Blanca al Cromo y su incremento
en la Resistencia al Desgaste Abrasivo. Instituto Superior Politécnico José Antonio
Echeverría, Facultad de Ingeniería Mecánica, República de Cuba, Tesis de Doctorado en
Ciencias Técnicas, 2007, 154 p.
CHATTERJEE, S; PAL, T.K. Wear Behaviour of Hardfacing Deposits on Cast Iron. Wear. n
o
255. p. 417-425, 2003.
CHOO, S. H.; KIM, C. K.; EUH, S.; LEE, S.; JUNG, J. Y. & AHN, S. Correlation of
Microstructure with the Wear Resistance and Fracture Toughness of Hardfacing Alloys
Reinforced with Complex Carbides. Metall. Mater. Trans. A 31A p. 3041-3052, 2000.
CONDE, R.H. Recubrimientos resistentes al desgaste. Boletín Técnico Conarco, n. 85, p.
2-20, dec. 1986.
COPERSUCAR – Cooperativa de Produtores de Cana-de-açúcar. Açúcar e Álcool do
Estado de São Paulo. www.copersucar.com.br. 2008.
COSTA, H. L. e DE MELLO, J. D. B. Desenvolvimento de um Novo Abrasômetro a Três
Corpos. XVI Congresso Brasileiro de Engenharia Mecânica. Uberlândia-MG. 26 a 30 de
Nov. 2001.
CORRÊA, E. O.; ALCÂNTARA, N. G.; TECCO, D. G.; KUMMAR, R. V. Desenvolvimento de
uma Liga Ferrosa para a Solda de Revestimento Duro Reforçada com Carbonetos
Referências Bibliográficas
218
Complexos. IV Congresso Nacional de Engenharia Mecânica, 22 a 25 de agosto, Recife-
PE, 2006.
CORRÊA, E. O.; ALCÂNTARA, N. G.; TECCO, D. G.; KUMMAR, R. V. Avaliação de
Resistência ao Desgaste de Ligas Fe-Cr-C-Nb-V Desenvolvidas para a Solda de
Revestimento Duro para Uso Sob Condições Altamente Abrasivas. 8
vo
Congreso
Iberoamericano de Ingeniería Mecánica – CIBIM 8, 23 a 25 de outubro, Cusco, Peru,
2007.
COSTA, H.L., KLEIN, A.N. e DE MELLO, J.D.B. Evaluation of Abrasive Wear Resistance of
Plasma-Nitrated Carbon Steel. XVI Congresso Brasileiro de Engenharia Mecânica.
Uberlândia-MG. 26 a 30 de novembro, 2001.
DASGUPTA, R.; THAKUR, R.; YADAV, M. S. and JHA, A. K. High stress abrasive wear
behaviour of a hardfacing alloy: effects of some experimental factors. Wear, v. 236, p. 368-
374, 1999.
DA SILVA, W. M. Desgaste Abrasivo: Simulação via Interações Múltiplas. Universidade
Federal de Uberlândia-MG, Tese de Doutorado em Engenharia Mecânica, 163 p. 2007.
DA SILVA, W. M.; BINDER, R. e DE MELLO, J. D. B. Abrasive Wear of Steam Treated
Sintered Iron. Wear, vol. 258, pp 166-177, 2005.
ECONOMOU, S; DE BONTE, M. CELIS, J. P.; SMITH, R. W.; LUGSCHEIDER, E. Wear, v.
220, 1998.
ELALEM, K. and LI, D.Y. Variations in Wear Loss With Respect to Load and Sliding Speed
Under Dry Sand/Rubber-Wheel Abrasion Condition: a Modeling Study. Wear. v. 250 p. 259-
265, 2001.
ESPINOSA, R. G.; AGUILA, J. G. N.; CABRERA, T. L. HYACINTH R. R. e GONZÁLEZ, L. C.
Análisis de la falla por Fadiga de las Cuchillas Picadoras de Caña del CAI “Ciudad Caracas”.
9na. Convención Internacional de las Industrias Metalúrgicas, Mecânicas y del
Reciclaje - METANICA. Havana, Cuba. 19 de julio, 2004.
Referências Bibliográficas
219
EYRE, T. S. Friction and Wear Mechanisms. ABM. II Seminário sobre Materiais
Resistentes ao Desgaste. Uberlândia – MG. p. 263-306, dez. 1991.
EUTECTIC & CASTOLIN. Aplicações & Sistemas. Catálogo Geral de Produtos. Eutectic do
Brasil Ltda. 2003.
FERRARESI, V. A.; FIGUEIREDO, K. M. & HIAP ONG, T. Metal Transfer in the Aluminum
Gas Metal Arc Welding. Revista: Journal of the Brazilian Society of Mechanical
Sciences and Engineering.
vol. XXV, n
o
3, p. 1678-5878, 2003.
FIORE, N. F.; KOSEL, T. H.; FULCHER, J. K. The Effect of Carbide Volume fraction on the
Low Abrasion Resistance of High Cr-Mo White Cast Irons. Wear n. 84. p. 313-325, 1983.
FISCHER, A. Well-founded Selection of Materials for Improved Wear Resistance. Wear n.
194. p. 238-245, 1996.
FORTES, C; ARAÚJO, W. Arames Tubulares OK. ESAB BR, 103 p. 2004.
FRANCO, S. D.; ZUMPANO, P. E. e DE MELLO, J. D. B. Abordagem Global do Estudo do
Processo do Abrasivo. Parte II: Desenvolvimento e Avaliação de Abrasômetro a Dois e Três
Corpos. Proceedings of th 1
st
Brasilian Seminar on Abrasive Wear Resistant Materials,
ABM-EPUSP. São Paulo, p. 47-62, 1989.
FULLCHER, J. K. El Efecto de La Fracción Volúmica de Carburo en La Resistência a La
Abrasión de Bajos Esfuerzos. Wear. v. 265. p. 134-138. 2003.
GATES, J. D. Two-body and three-body abrasion: A critical discussion. Wear. v. 214, p. 139
– 146, 1998.
GOMES, E. B.; DE PAIVA, E. P. e DA COSTA, S. C. Análise do Comportamento da
Soldagem por Curto-Circuito Aplicado ao Processo com Eletrodo Tubular Através de
Taguchi. IV Congresso Nacional de Engenharia Mecânica – CONEM 2006. Recife, PE.
22-25 de agosto, 2006.
GREGOLIN, J. A. R. Desenvolvimento de ligas Fe-C-Cr-(Nb) Resistentes ao Desgaste.
Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica. Unicamp, SP. 1990.
Referências Bibliográficas
220
GREGORY, E. N. Surfacing by Welding. The Welding Institute Research Bulletin. p. 9-13.
jan. 1980.
GRIGOROUDIS, K. and STEPHENSON D. J. Modelling low stress abrasive wear. Wear, v.
213, p. 103-111, 1997.
HERMANS, M. J. M. and DEN OUDEN, G. Process Behavior and Stability in Short Circuit
Gas Metal Arc Welding. Welding Journal, April, p. 137s-141s, 1999.
HERNÁNDEZ, O. J. S. Otimização do Consumível na Solda de Revestimento Aplicada
na Indústria Sucroalcooleira. Universidade Federal de São Carlos. Dissertação de
Mestrado. 102 p. 1997.
HUTCHINGS, I. M. Tribology: Friction and wear of engineering materials. CRC Press
Inc., Boca Raton, USA, 273 p. 1992.
KELLY, D. A. and HUTCHINGS, I. M. A new method for measurement of particle
abrasivity. Wear. v. 250, p. 76-80, 2001.
HUGOT, E. Handbook of Cane Sugar Engineering. Third edition. Ed. Elsevier. New York.
p. 113 – 114. 1986.
IGNOTO, V.; BALDOMIR L. A. Evaluación de Procedimentos de Soldadura de
Revestimientos Duros Aplicados por el Processo FCAW com Transferência Metálica
Pulsada. 2
o
Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação - COBEF. Uberlândia-
MG. 18-21 de maio, 2003.
IPT-Instituto de Pesquisas Tecnológicas. Manual de Recomendações - Conservação de
Energia na Indústria do Açúcar e Álcool. São Paulo, 796p, 1990.
IZUTANI, S; SHIMIZU, H; SUZUKI, K; KOSHIISHI, F. Observation and Classification of
Droplet Transfer in Gas Metal Arc Welding. IIW Commission - XII Joint Commission. Metal
Transfer Classification. Department of Manufacturing Science Graduate School of
Engineering - Osaka University, p. 347 – 359, 2006.
Referências Bibliográficas
221
JACOMINE, L. Efeitos dos Parâmetros de Produção de Revestimentos de Níquel
Químico Sobre a Resistência ao Desgaste Abrasivo. Dissertação de Mestrado,
Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia, MG, 154p. 2004.
JORNALCANA. Disponível em www.jornalcana.com.br. Acesso em: 25 de maio de 2008.
KANNAN, T.; MURUGAN, N. Effect of Flux Cored Arc Welding Process Parameters on
Duplex Stainless Steel Clad Quality. Materials Processing Technology. N
o
176. 2006. p.
230-239.
KELLY, D. A. and HUTCHINGS, I. M. A new method for measurement of particle abrasivity.
Wear, v. 250, p. 76-80, 2001.
KENNEDY, D. M. and HASHMI, M. S. J. Test Rig Design and Experimental Results of
Coated Sistems and Impact Abrasions Conditions. Surfaces and Coatings Technology.
V.86, p. 493-497, 1996.
KOTECKI, D. J.; OGBORN J. S. Abrasion Resistance of Iron Based Hardfacing Alloy.
Welding Journal. p. 269s – 278s. aug. 1995.
LIMA, A. C. Influência dos Parâmetros da Soldagem MIG de Alumínio na Qualidade do
Cordão de Solda. Dissertação de Mestrado, Universidade Federal de Uberlândia, MG.
128p. 2001.
LUKSA, K. Influence of Weld Imperfection on Short Circuit GMA Welding Arc Stability.
Journal of Materials Processing Technology. N. 175, p. 285–290, 2006.
LUZ, T. S.; RODRIGUES, C. E. A. L.; FERRARESI, V. A.; FARIAS, J. P. Análise da
transferência metálica do arame tubular em comparação ao arame sólido. CONEM,
Belém, PA, 2004.
LUZ, T. S.; BÁLSAMO, P. S. S.; FERRARESI, V. A. Análise da Transferência Metálica do
Arame Tubular com Proteção Gasosa. COBEF, Joinville, SC. 2005.
Referências Bibliográficas
222
MA, X.; LIU, R. e LI, D. Y. Abrasive Wear Behavior of D2 Tool Steel With Respect to Load
and Sliding Speed Under Dry Sand/Rubber Wheel Abrasion Condition. Wear n
o
241. p. 79-
85, 2000.
MARINO, P. S.; PATRONE, J. J.; BORTONI, O. E. Recargue por Soldadura de
superficies Sometidas a Desgaste. Congreso Argentino de Soldadura. VII, T.1, p. 1-71,
Buenos Aires, set. 1998.
MARTÍNEZ, D. M. e PÉREZ, M. R. Evaluación tecnológica de um alambre tubular
autoprotegido, confeccionado a partir de materias primas cubanas. V Convención y feria
Internacionales METANICA. Havana, Cuba. 17 al 21 julio, 2000.
MARTINS FILHO, A. S. Soldagem de Revestimentos com Arame Tubular. Universidade
Federal de São Carlos. Dissertação de Mestrado. 93 p. 1995.
MARTINS, L. C. C.
Os Estados de Goiás e Minas são Hoje Importantes Centros de Produção
Sucroalcooleira. SIFAEG – Sindicato da Indústria de fabricação de Álcool do Estado de Goiás.
2005.
Disponível em http://www.sifaeg.com.br/index.html. Acesso em: 26 mar. 2006.
MARQUES, P. V. Tecnologia da Soldagem. Editora O Lutador, Belo Horizonte, Minas
Gerais, Brasil, 1991.
METALS HANDBOOK, vol. 2, ASM International, USA, 1990.
MODENESI, P. J. Introdução à Física do Arco Elétrico – Soldagem 1. UFMG, Belo
Horizonte, MG, 54 p. 2001.
MODENESI, P. J & DE AVELAR, R. C. The Influence of Small Variations of Wire
Characteristics on Gas Metal Arc Welding Process Stability. Journal of Materials
Processing Technology, n. 86, p. 226–232, 1999.
MONTANINI, L. Plante uma Árvore ... e Colha. Jornal ProCana On Line. Edição n. 147.
2006. Disponível em http://www.procana.com.br/index.html
. Acesso em: 26 mar. 2006.
MUMMERY, L. Surface Texture Analysis: The Handbook. Hommelwerke GmbH, 106 p.
1992.
Referências Bibliográficas
223
NOBLE, D. N. Factors Wich affect Abrasive Wear Resistance of Hardfacing Weld Deposits.
A Review of the Literature. The Welding Institute, 26 p. out. 1984.
NOGUEIRA, A. M. P. e VENTURINI FILHO, W. G. Aguardente de Cana. Universidade
Estadual Paulista – UNESP. Campus de Botucatu. Apostila. 71p. 2005.
OTTO, I. M. C. Etanol é Chave da Auto-suficiência no Petróleo. SIFAEG – Sindicato da
Indústria de fabricação de Álcool do Estado de Goiás. Disponível em
http://www.sifaeg.com.br/index.html. Acesso em: 26 mar. 2006.
PARANHOS, R. P. R. Especialista Fala da Importância da Soldagem para o Setor.
Jornal ProCana On Line. 2003. Disponível em http://www.procana.com.br/index.html.
Acesso em: 26 mar. 2006.
PARANHOS, R. P. R.; MELLO, R. S. T.; PAYÃO FILHO, J. C. Influência dos Parâmetros de
Soldagem com Arco Submerso Empregando Fluxo Ligado e Arame de Aço-C nas
Características de Revestimento de Ligas Fe-Cr-C Resistentes ao Desgaste Abrasivo. XXIV
Encontro Nacional de Tecnologia da Soldagem, XI Congresso Latino-Americano e V
Ibero-Americano de Soldagem. Fortaleza – CE. 20 - 23 de set. 1998.
PARANHOS, R. P. R.; PAYÃO FILHO, J. C.; ORTEGA, L. C. Efeito da Adição de Boro e
Titânio na Microestrutura e Tenacidade do Metal de Solda Obtido por Arco Submerso
em Juntas de dois Passes. Disponível em www.infosolda.com.br. Acesso em 05 Jan.
2008.
POLIDO, R. S. e GALLEGO, J. Estudo da Microestrutura de Revestimento Duro
Aplicado nos Equipamentos da Indústria Sucroalcooleira Sujeito ao Desgaste
Abrasivo. Disponível em www.dem.feis.unesp.br/maprotec/publicado_2006/. Acesso em: 21
set. 2007.
PRISCO, M. Revestimentos Protetores contra Desgaste. Soldagem de Manutenção. ABS –
ABRAMAN. p. 231-284, 1993.
Referências Bibliográficas
224
RIBEIRO, R. Avaliação da Resistência ao Desgaste Abrasivo de Revestimentos
Soldados do Tipo Fe-Cr-C Usados na Indústria Sucroalcooleira. Universidade Estadual
Paulista – Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira. Dissertação de Mestrado. 118 p. 2004.
RIBEIRO, R.; VENTRELLA, V. A. e GALLEGO, J. Avaliação do Desgaste Abrasivo de
Revestimentos Soldados do Tipo Fe-C-Cr Utilizados na Indústria Sucroalcooleira. 60
o
Congresso Anual da Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais. Belo Horizonte-
MG. 25 a 28 de junho de 2005.
SALES, J. C.; FARIAS, J. P.; LUZ, T. S.; RODRIGUES, C. E. A. L. E PINTO, B. F. Avaliação
da Estabilidade do Arco Usando CO
2
e Mistura de Ar e CO
2
na Soldagem com Arame
Tubular AWS E71T-1. IV Congresso Nacional de Engenharia Mecânica – CONEM 2006.
Recife, PE. 22-25 de agosto, 2006.
SANTOS, A. S.; FRANCO. A. A.; ALMEIDA, D. M. e PERTICARRARI, M. Soldagem na
Indústria Sucroalcooleira. Revista da Soldagem. Ano I, n. 7, p. 20-26, 2005.
SAPATE, S. G. & RAMARAO, A. V. Erosive Wear Behaviour of Weld Hardfacing High
Chromium Cast Irons: Effect of Erodent Particles. Tribology International. v. 39, p. 206-
212, 2006.
SCANDIFFIO, M. I. G. Análise prospectiva do álcool combustível no Brasil – cenários
2004-2024. Tese de Doutorado - Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de
Engenharia Mecânica, Campinas, SP, 182 p. 2005.
SCOTTI, A. e ROSA, L. A. A. Influence of Oscillation Parameters on Crack Formation in
Automatic Fe-B Hardfacing. Journal of Materials Processing Technology. p. 272-280,
1997.
SCOTTI, A. Mapping transfer modes for stainless steel gas metal arc welding. Science and
Technology of Welding and Joining, v. 5, nº 4, 2000.
SEVILLA, L. M. L.; PINEDA, J. C. G. & TORO, A. Relación Microestructura Resistencia al
Desgaste de Recubrimientos Duros Ricos en Cromo y Tungsteno Aplicados por Soldadura
Elétrica (SMAW). Dyna, año/vol. 71, nº 144, p. 165-171, 2004.
Referências Bibliográficas
225
SHINODA, T., KANEDA, H. & TAKEUCHI, Y. An Evaluation of Short Circuiting Arc
Phenomena in GMA Welding. Welding & Metal Fabrication, Dec, p. 522 – 525, 1989.
STACHOWIAK, G. W. and BATCHELOR, A. W. Engineering tribology, Butterworth –
Heinemann, 2ª edition, 744 p. 2001.
STARLING, C. M. D; MODENESI, P. J. Estudo da Transferência de Metal de um Arame
Tubular Básico. XXXI Congresso Nacional de Soldagem – CONSOLDA 2005. São Paulo,
SP. 2005.
STARLING, C. M. D; MODENESI, P. J. Estudo da Transferência de Metal de um Arame
Tubular “Metal Cored”. XXXI Congresso Nacional de Soldagem – CONSOLDA 2005. São
Paulo, SP. 2005.
STEMBACKA, N. and PERSON, K. A. Shielding Gases for Gas Metal Arc Welding. Welding
Journal, Vol. 11, p. 41-47, nov. 1989.
STEVENSON, A. N. J. and HUTCHINGS, I. M. Development of the Dry Sand/rubber Wheel
Abrasion Test. Wear, v. 195, p. 232-240, 1996.
STOETERAU, R. L. Tribologia, Universidade Federal de Santa Catarina, apostila, 172 p.
2004.
SVENSSON, L. E. Control of Microstructures and Properties in Steel Arc Welds. The
ESAB Group, Gothemburg, Sweden. 240 p. 1994.
TREZONA, R. I., ALLSOPP, D. N. and HUTCHINGS, I. M., Transition between two–body
and three-body abrasive wear: influence of test conditions in the microscale abrasive wear
test. Wear, v. 225 – 229, p. 205 – 214, 1999.
VILLABÓN, L; SINATORA, A. Construção e Instrumentação de Abrasômetro do Tipo Roda
de Borracha Para o Estudo do Comportamento Tribológico dos Aços. Mecânica
Experimental. V. 13, p1-13, 2006.
Referências Bibliográficas
226
VILARINHO, L. O. Desenvolvimento e Avaliação de um Algoritmo Alternativo para a
Soldagem MIG Sinérgica de Alumínio. Dissertação de Mestrado, Universidade Federal De
Uberlândia, Uberlândia, MG, Brasil, 111 p. 2000.
WAINER, E.; BRANDI, S. D.; DE MELLO, F. D. H. Soldagem – Processos e Metalurgia.
Editora Edgard Blucher Ltda. 494 p. 1992.
WANG, W.; LIU, S.; JONES, E. J. Flux Cored Arc Welding: Arc Signals, Processing and
Metal Transfer Characterization. Welding Research Suplement, p. 369s a 377s, nov. 1995.
WANG, X. H.; ZOU, Z. D.; QU. S. Y.; SONG, S. L. Microstructure and Wear properties of Fe-
band Hardfacing Coating Reinforced by TiC Particles. Journal of Materials Processing
Technology. v. 168, p. 89-94, 2005.
WIROJANUPATUMP, S. and SHIPWAY, P. H. Abrasion of Mild Steel in Wet and Dry
Conditions With the Rubber and Steel Wheel Abrasion Apparatus. Wear. N
o
239. p. 91-101,
2000.
ZUM GAHR, K. H. Microstructure and Wear of Materials. Tribology Series, v. 10, Elsevier
Science Publishers, Amsterdan. 560 p. 1987.
ZUM GAHR, K. H. Wear by Hard Particles. Tribology International, vol. 31, n
o
10, pp. 587-
596, 1998.
ZUMPANO, P.; CORNACHIONI, D. D. and DE MELLO, J. D. B. Abordagem Global do
Estudo do Processo Abrasivo Parte III: Projeto, Construção e Avaliação de um Abrasômetro
do Tipo Roda-de-borracha. Proceedings of the 1
st
Brazilian Seminar on Abrasive-Wear-
Resistant-Materials, ABM-EPUSP, São Paulo, Brazil, pp. 63-76. 1989.
Referências Bibliográficas
227
OUTRAS BIBLIOGRAFIAS CONSULTADAS
AWS. Welding Handbook – Welding Processes, American Welding Society, 8
th
Edition,
Miami, USA, vol. 2, p. 109-154, 1992.
AWS. Welding Handbook – Materials and Applications. American Welding Society, 8
th
Edition, Miami, USA, v. 3, p. 2-45, 1996.
BONISZEWSKI, T. Self-shielded Arc Welding. Abington Publishing, Cambridge, England.
1992. p. 21-31.
BRACARENSE, A.Q. Processo de Soldagem por Arame Tubular – FCAW. Disponível em:
www.infosolda.com.br/acrobat/ufmg/mecanica/010.pdf . Acesso em: 22 mar. 2006.
BRAGA, E. M.; MOTA, C. A. M.; FARIAS, J. P. Uma Contribuição ao Estudo da Soldagem a
Arame Tubular Autoprotegido em Corrente Pulsada. XXIV Encontro Nacional de
Tecnologia da Soldagem, XI Congresso Latino-Americano e V Ibero-Americano de
Soldagem. Fortaleza – CE. 20 a 23 de set. 1998.
BHUSHAN, B. & GUPTA B. K. Handbook of Tribology: Materials, Coatings and Surface
Treatments. McGraw-Hill, USA. p. 2.10 - 2.27. 1991.
BUDINSKI, K. G. Surface Engineering for Wear Resistance. Prentice Hall, Englewood
Cliffs, New Jersey. 335 p. 1988.
CARY, B. H. Modern Welding Technology, 4
th
Ed., Prentice Hall, Columbus, Ohio, USA,
1995, p. 601 - 622.
DIAS, M. F. M. Avaliação da Resistência ao Desgaste Abrasivo a Baixa Tensão de
Revestimentos Soldados por Arco Submerso. 2
o
Congresso Brasileiro de Engenharia de
Fabricação. Uberlândia-MG. 18-21 de maio, 2003.
DWIVEDI, D. K. Microstructure and Abrasive Wear Behaviour of Iron Base Hardfacing.
Material Science Technology. N
o
10. p. 1326-1330. 2003.
Referências Bibliográficas
228
LIN, Q.; LI, X.; SIMPSON, W. Metal transfer measurements in gas metal arc welding. J.
Phys.D: Appl. Phys. 34, p.347-353. 2001.
MAIA, T.C.G. Processamento de Imagens de Transferência Metálica em Soldagem a
Arco Voltaico. Dissertação de Mestrado, Faculdade de Engenharia Elétrica, Universidade
Federal de Uberlândia, 2001.
TURENNE, S; LAVALLÉE, F. & MASOUNAVE, J. The Effect of Matrix microstructure on the
Abrasion Resistance of High-Cr White Cast Irons. Wear Resistance of Metals and Alloys.
ASM International. 1988. pp. 105 – 113.
VALDERRAMA, G. C. A. Diseño de Uma Desfibradora Piloto de Caña de Azucar.
Tesis de Maestria. Universidad del Valle. Facultad de Ingeniería Mecánica. Escuela
de Ingeniería Mecánica. Santiago del Cali. Colombia, 153 p. 2004.
Anexo 1
229
ANEXO 1 – Detalhes das facas após o desgaste ocorrido durante o período de trabalho na
indústria.
Facas revestidas com o arame tubular FeCrC
Anexo 1
230
Facas revestidas com o arame tubular FeCrC+Nb
Anexo 1
231
Facas revestidas com o arame tubular FeCrC+Ti
Anexo 1
232
Facas revestidas com o eletrodo revestido ER1
Solda para balanceamento ER – E7018
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