ads:
1
José Marcondes Oliveira Machado
Análise de Falhas em Martelos Oscilantes dos
Desfibradores da Indústria Sucroalcooleira da Região
Norte-Nordeste
JOSÉ MARCONDES OLIVEIRA MACHADO
Dissertação nº 37 / PPgCEM
ORIENTADOR: PROF. DR. CLODOMIRO ALVES JÚNIOR
Natal
Agosto/2008
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE
CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E DA TERRA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E
ENGENHARIA DE MATERIAIS - PPGCEM
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
2
José Marcondes Oliveira Machado
Análise de Falhas em Martelos Oscilantes dos
Desfibradores da Indústria Sucroalcooleira da Região
Norte-Nordeste
JOSÉ MARCONDES OLIVEIRA MACHADO
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Ciências e Engenharia de Materiais
como requisito para obtenção do título em MESTRE
EM CIÊNCIA E ENGENHARIA DE MATERIAIS.
ORIENTADOR: PROF. DR. CLODOMIRO ALVES JÚNIOR
Natal
Agosto/2008
UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO GRANDE DO NORTE
CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E DA TERRA
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E
ENGENHARIA DE MATERIAIS - PPGCEM
ads:
I
José Marcondes Oliveira Machado
Ficha Catalográfica
Oliveira Machado, José Marcondes
D486a Análise de Falhas em Martelos Oscilantes dos
Desfibradores da Indústria Sucroalcooleira da Região
Norte-Nordeste / José Marcondes Oliveira Machado –
Natal. 2008.137p.:il.
Dissertação (Mestrado) – Universidade Federal do
Rio Grande do Norte – Programa de Pós Graduação em
Ciência e Engenharia de Materiais – PPGCEM – 2008
.
1. Desgaste abrasivo, 2. Soldagem de revestimento, 3.
Caracterização Microestrutural
CDD: 628.3
I
José Marcondes Oliveira Machado
II
José Marcondes Oliveira Machado
MEMBROS DA BANCA EXAMINADORA NA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
DE
JOSÉ MARCONDES DE OLIVEIRA MACHADO
APRESENTADA AO PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E
ENGENHARIA DE MATERIAIS DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO
GRANDE DO NORTE, EM 08 DE AGOSTO DE 2008.
BANCA EXAMINADORA
____________________________________________
Prof. Dr. Clodomiro Alves Júnior
Orientador e Presidente da Banca
____________________________________________
Prof. Dr. Uilame Umbelino Gomes
Examinador interno - UFRN
____________________________________________
Prof. Dr. Ayrton de Sá Brandim
Examinador externo – CEFET-PI
____________________________________________
Prof. Dr.
Examinador externo - CEFET-MA
____________________________________________
Prof. Dr. Rômulo Ribeiro Magalhães de Sousa
Examinador externo - CEFET-PI
III
José Marcondes Oliveira Machado
―Não nos amam porque somos Bons,
Somos Bons porque somos Amados‖
Mandela/versão Marcondes
São três fraquezas:
A primeira é precisar de aplausos;
A segunda é precisar sentir amado;
A terceira é buscar segurança
Roberto Shinyashiki
.
A Deus
A memória Póstuma do meu pai;
A minha mãe, minha protetora espiritual;
A minha esposa Euramir, que tanto tem me apoiado, em todos estes anos
como uma guerreira;
Aos meus filhos;
Aos amigos.
IV
José Marcondes Oliveira Machado
AGRADECIMENTOS
Ao Prof. Dr. Clodomiro Alves Júnior da UFRN, pela sua valiosa
orientação, apoio e confiança durante a realização deste trabalho de pesquisa.
Ao Prof. Dr. Ayrton de Sá Brandim do CEFETPI, pela criteriosa co-
orientação, paciência, dedicação e confiança depositada nestes anos de
convivência acadêmica e de trabalho.
A Profª. Drª. Maria Christina Saches Muratori da UFPI, pelo grandioso
apoio no desabrochar de minha carreira acadêmica, facilitando o entendimento
da escrita cientifica na elaboração deste trabalho.
Aos discentes do curso de mecânica do CEFET-PI em especial os
alunos Erlandson Moura Lima e Joelson Cunha Costa, que me ajudaram na
adaptação e reativação da máquina retifica que possibilitou o preparo inédito
dos meus corpos-de-prova.
As Usinas Santo Antonio, Itajubara e COMVAP, nas pessoas de
Meroveu Silva Costa Júnior, Gustavo Thompson e João Albuquerque
respectivamente, pelo fornecimento de parte do material experimental,
fundamental para o desenvolvimento deste trabalho.
A empresa AROTEC, na pessoa do Sr. Uriel, pelo fornecimento dos
discos de corte que possibilitou o corte das amostras em tamanho natural.
Ao Prof. Dr. Claudemiro Bolfarini da UFSCar, pela liberação dos
laboratórios de ensaios do CCDM-UFSCar, para execução experimental deste
trabalho e em especial ao técnico Ricardo Vicentin pelo apoio na
complementação dos ensaios.
V
José Marcondes Oliveira Machado
Ao CEFET-PI, pelo apoio incondicional, minha liberação parcial, e a
todas as pessoas que direta ou indiretamente contribuíram para a realização
deste trabalho.
VI
José Marcondes Oliveira Machado
Resumo
A falha de materiais é sempre um evento indesejável por vários motivos:
vidas humanas que são colocadas em perigo, perdas econômicas, e a
interferência na disponibilidade de produtos e serviços. Embora as causas das
falhas e o comportamento de materiais possam ser conhecidos, a prevenção
dessas é uma condição difícil de ser garantida. Dentre as falhas, o desgaste
por abrasão à baixa tensão é o tipo de falha que mais ocorre nos equipamentos
e peças industriais. As Usinas Sucroalcooleiras sofrem significativas perdas
devido a este tipo de desgaste, fato este que motivou sua escolha para o
desenvolvimento do presente trabalho. Para tanto, foram analisadas as falhas
presentes nos martelos oscilantes dos desfibradores logo após a parada para a
sua troca prevista de acordo com tonelagem de cana processada, em seguida
foram analisadas o nível de desgaste pelo ensaio de roda de borracha definido
pela norma ASTM G65-91. As falhas foram classificadas quanto à origem da
causa e mecanismo, além disso, foram preparadas amostras com
procedimentos de soldagem segundo o código ASME, sec. IX como também,
utilizando-se a técnica de aspersão térmica para analisar o desempenho
desses materiais produzidos em laboratórios e, compara-los com as soldas
executadas na planta. Foi observado que os corpos-de-prova preparados
segundo o procedimento qualificado de soldagem, bem como a aspersão
térmica os resultados de perda de massa foram minimizados significativamente
em comparação com os preparados na planta. Isso se deve ao fato da
utilização de técnicas mais apropriadas e condições mais controladas dos
parâmetros de soldagem. Quanto à aspersão térmica, essa técnica apresentou
um resultado satisfatório, porém necessita da utilização desses revestimentos
na condição real para melhor afirmação dos resultados.
Palavras Chaves: Desgaste, Soldagem, Microestrutura
VII
José Marcondes Oliveira Machado
ABSTRACT
The failure of materials is always an unwelcome event for several
reasons: human lives are put in danger, economic losses, and interference in
the availability of products and services. Although the causes of failures and
behaviour of materials can be known, the prevention of such a condition is
difficult to be guaranteed. Among the failures, wear abrasion by the low voltage
is the kind of failure that occurs in more equipment and parts industry. The
Plants Sucroalcooleiras suffer significant losses because of such attrition, this
fact that motivated their choice for the development of this work. For both, were
considered failures in the swing hammers desfibradores stopped soon after the
exchange provided in accordance with tonnage of cane processed, then were
analyzed by the level of wear testing of rubber wheel defined by the standard
ASTM G65 - 91. The failures were classified as to the origin of the cause and
mechanism, moreover, were prepared with samples of welding procedures
according to ASME code, sec. IX as well, using the technique of thermal
spraying to analyze the performance of these materials produced in
laboratories, and compares them with the solder used in the plant. It was
observed that the bodies-of-proof prepared by the procedure described as
welding, and the thermal spraying the results of losing weight have been
minimized significantly compared to the preparations in the plant. This is
because the use of techniques more appropriate and more controlled conditions
of the parameters of welding. As for the thermal spraying, this technique has
presented a satisfactory result, but requires the use of these coatings in the
best condition for real affirmation of the results.
Keywords: Wear, Welding, Microstructure
VIII
José Marcondes Oliveira Machado
ÍNDICE DE ASSUNTOS
AGRADECIMENTOS
IV
RESUMO
VI
ABSTRACT
VII
ÍNDICE DE TABELAS
XI
ÍNDICE DE FIGURAS
XII
1 – INTRODUÇÃO
01
1.1 – Falhas e Danos em Máquinas e Instalações
01
1.2 – Objetivo Geral
05
1.3 – Objetivos Específicos
05
1.4 – Relevância do Trabalho
05
2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
09
2.1 – Tribologia
09
2.1.1 – Definição e tipos de tribologia
10
2.1.2 – Características
12
2.1.3 – Variáveis tribologicas
12
2.2 – Desgaste
13
2.2.1 – Definição e Classificação de Desgaste
13
2.2.2 – Mecanismos de Desgaste por Abrasão
20
2.2.3 – Ensaios de Desgaste por Abrasão
25
2.2.3.1 – Introdução
25
2.2.3.2 – Ensaio de Abrasão a Baixa Tensão
25
2.2.3.3 – Equipamento para Ensaio de Abrasão à Baixa Tensão
Segundo a Norma ASTM G65 - 91
26
2.2.3.4 – Procedimentos Recomendados pela Norma ASTM G65 -
91
29
2.2.3.5 – Abrasivo Recomendado pela Norma ASTM G65-91
30
2.2.4 – Fatores que Afetam o Desgaste
34
2.2.4.1 – Introdução
34
2.2.4.2 – Características do Abrasivo
35
IX
José Marcondes Oliveira Machado
2.2.4.2.1 – Tamanho do Abrasivo
35
2.2.4.2.2 – Geometria das Partículas abrasivas
35
2.2.4.2.3 – Dureza do Abrasivo
36
2.2.4.3 – Fatores Externos
38
2.2.4.3.1 – Velocidades de Deslizamento
38
2.2.4.3.2 – Força de Compressão entre Abrasivo e Superfície
39
2.3 – Técnicas de Deposição de Revestimentos Duros
39
2.3.1 – Introdução
39
2.3.2 – Soldagem de Revestimento
39
2.3.3 – Soldagem por Eletrodo Revestido
43
2.3.4 – Soldagem, Microestrutura e Resistência ao Desgaste
47
2.3.5 – Tipos de Ligas de Revestimento para Soldagem
51
2.3.5.1 – Seleção de Ligas de Revestimentos
53
3 – MATERIAIS E MÉTODOS
60
3.1 - Fluxograma
60
3.2– Metal de Base
61
3.3– Metal de Adição
61
3.4– Areia
63
3.5 - Equipamentos
64
3.5.1 - Fonte de Energia
64
3.5.2 – Equipamento para Ensaio de Desgaste – Abrasômetro
64
3.5.3 – Sistema de Peneiramento da Areia
66
3.5.4 – Corte, Usinagem e Pesagem dos Corpos-de-Prova
67
3.5.5 - Análise de Dureza e Metalografia
68
3.5.6 – Caracterização Microestrutural
69
3.6 – Métodos
69
3.6.1 – Metodologia
69
3.6.2 – Realizações dos Experimentos
71
3.6.2.1 – Procedimentos e Parâmetros de Soldagem Praticada
nas Plantas das Usinas Investigadas
71
3.6.2.2 – Confecção dos Corpos-de-Prova
75
3.6.2.3 – Pesagem dos Corpos-de-Prova
76
X
José Marcondes Oliveira Machado
3.6.2.4 – Ensaio de Desgaste Abrasivo à Baixa Tensão
76
3.6.2.5 – Ensaios Metalográficos
78
4 – RESULTADOS E DISCUSSÕES
80
4.1 – Resultados Obtidos
80
4.2 – Resistência ao Desgaste
80
4.3 - Ensaio de Dureza
83
4.4 - Análise Microestrutural
87
4.4.1 – Microestrutura do metal depositado na 1ª Usina
88
4.4.2 – Microestrutura do metal depositado na 2ª Usina
90
4.4.3 – Microestrutura do metal depositado na 3ªUsina
92
4.4.4 – Microestrutura para corpo-de-prova obtido no Laboratório
de soldagem
95
4.4.5 – Microestruturas dos corpos-de-prova obtidos no
Laboratório de soldagem simulando as condições de
deposições nas Usinas.
97
5 – CONCLUSÕES
109
6 – SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS
111
7 - REFERÊNCIAS
113
XI
José Marcondes Oliveira Machado
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 1 - Valores aproximados do coeficiente de atrito estático em
superfícies secas
11
Tabela 2 - Parâmetros de ensaio por roda de borracha de areia seca
(sílica A50-70) – (ASTM, 1991)
30
Tabela 3 – Tamanhos dos abrasivos recomendados pela Norma
ASTM G65-94 - (ASTM, 1991)
31
Tabela 4 – Dureza do aço ferramenta ―D2 tool steel‖ após ensaio de
desgaste, sob diferentes condições
34
Tabela 5 – Dureza do abrasivo e das fases
37
Tabela 6 – Materiais da alma do eletrodo
46
Tabela 7 – Elementos adicionados ao revestimento
47
Tabela 8 - Principais elementos de liga e seus efeitos
52
Tabela 09 – Composição química do metal de base
61
Tabela 10 – Propriedades mecânicas nominais do metal de base
61
Tabela 11 – Analise química do metal depositado (em %) – XDH
4444 e 6710
62
Tabela 12 - Analise química do metal depositado (em %) – UTP 670
e 713 S
62
Tabela 13 - Analise química do metal depositado (em %) – E7018 e
UTP SP 14
62
Tabela 14 - Análise química do metal depositado no laboratório de
solda (em %)
63
Tabela 15 – Esquemas dos corpos-de-prova obtidos no laboratório de
soldagem
73
Tabela 16 – Resultados das perdas de massa dos materiais em
estudos
81
Tabela 17 – Resultados obtidos nos ensaios de dureza
83
XII
José Marcondes Oliveira Machado
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1 – Mostra as imperfeições superficiais.
12
Figura 2 – Impelidor de bronze com deterioração por erosão
15
Figura 3 – Esquema do desgaste de abrasão a baixa tensão
17
Figura 4 - Esquema do desgaste de abrasão a alta tensão
18
Figura 5 – Esquema do desgaste por goivagem
19
Figura 6 – Esquema ilustrativo do micromecanismos de desgaste
abrasivo por sulcamento
22
Figura 7 – Esquema ilustrativo do micromecanismos de desgastes
abrasivo por microcorte
22
Figura 8 – Esquema ilustrativo do micromecanismos de desgastes
abrasivo por microtrincamento ou lascamento – (Gregolin, 1990)
23
Figura 9 – Representação esquemática do processo de desgastes
abrasivo – (Fujimura et al, 1988)
24
Figura 10 – Esquema simplificado do equipamento para ensaio de
desgaste abrasivo à baixa tensão, recomendado pela ASTM G65-91
– (ASTM,1991)
27
Figura 11 – Perda de volume dos materiais ensaiados em função da
carga aplicada com velocidade fixada em 4 m/s – (X. Ma et all –
2000)
32
Figura 12 – Perda de volume dos materiais ensaiados para diferentes
velocidades para carga fixada em 100 N – (Ma et all – 2000)
33
Figura 13 – Influencia da geometria da partícula abrasiva no desgaste
abrasivo por baixa tensão Hernadez, [36].
36
Figura 14 – Velocidade de Desgaste relativo em função da razão
entre Dureza do Abrasivo e Dureza do Metal – Wainer et al, [18].
38
Figura 15 – Facas niveladoras desgastadas e recuperadas por
soldagem
42
Figura 16 - Processo de revestimento por soldagem (Eutectic &
Castolin, 2003)
44
XIII
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 17 – Fluxograma do desenvolvimento experimental
60
Figura 18 – Abrasômetro – Roda de Borracha
65
Figura 19 - Sistema de peneiramento
66
Figura 20 – Retífica plana tangencial com adaptação para corte das
amostras com revestimento duro
67
Figura 21 – Máquina Cut – off de bancada para corte dos corpos-de-
prova de menor dimensão.
68
Figura 22 - Durômetro
69
Figura 23 – Potenciômetro para controlar a rotação da roda de
borracha durante o ensaio de desgaste.
76
Figura 24 – Sistema automático de contagem do número de voltas,
com alarme para o número de rotações extremas
estabelecidos pela norma ASTM G65-91.
77
Figura 25 – Gráfico da perda de volume médio e volume corrigido
(mm³) dos corpos-de-prova submetidos ao ensaio de
desgaste por abrasão
82
Figura 26 – Gráfico comparativo dos resultados de dureza
85
Figura 27 – Diagrama de equilíbrio de fases do sistema Fe-C-Cr
88
Figura 28 – Microestrutura do material depositado utilizado na Usina
01 – Eletrodo XDH6710. 200x. Ataque colorido.
89
Figura 29 – Microestrutura do material depositado utilizado na Usina
01 – Eletrodo XDH6710. 500x. Ataque colorido.
90
Figura 30 – Microestrutura do material depositado utilizado na Usina
02 – Eletrodo UTP713S. 200x. Ataque colorido.
91
Figura 31 – Microestrutura do material depositado utilizado na Usina
02 – Eletrodo UTP713S. 500x. Ataque colorido.
92
Figura 32 – Microestrutura do material depositado utilizado na Usina
03 – Eletrodo UTP713S. 500x. Ataque colorido.
94
Figura 33 – Microestrutura do material depositado utilizado na Usina
03 – Eletrodo UTP713S. 500x. Ataque colorido.
94
Figura 34 – Microestrutura do material depositado utilizado no
laboratório de soldagem – Eletrodo UTP713S. 100x. Ataque
95
XIV
José Marcondes Oliveira Machado
colorido.
Figura 35 – Microestrutura do material depositado utilizado no
laboratório de soldagem – Eletrodo UTP713S. 200x. Ataque
colorido.
96
Figura 36 – Microestrutura do material depositado utilizado no
laboratório de soldagem – Eletrodo UTP713S. 500x. Ataque
colorido.
96
Figura 37 – Microestrutura da camada de metal duro. Eletrodo –
Eletrodo UTP713S. Depositado sobre camada obtida pelo
eletrodo E7018. 100X. Picral
97
Figura 38 – Microestrutura da camada de metal duro. Eletrodo –
Eletrodo UTP713S. Depositado sobre camada obtida pelo
eletrodo E7018. 200X. Picral
98
Figura 39 – Microestrutura da camada de metal duro. Eletrodo –
Eletrodo UTP713S. Depositado sobre camada obtida pelo
eletrodo E7018. 400X. Picral
98
Figura 40 – Microestrutura da camada de metal duro. Arame
depositado sobre camada obtido pelo eletrodo E7018.
100X. Picral
99
Figura 41 – Microestrutura da camada de metal duro. Arame
depositado sobre camada obtido pelo eletrodo E7018.
200X. Picral
99
Figura 42 – Microestrutura da camada de metal duro. Arame
depositado sobre camada obtido pelo eletrodo E7018.
400X. Picral
100
Figura 43 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do
Eletrodo UTP713S. 100X. Picral
102
Figura 44 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do
Eletrodo UTP713S. 200X. Picral
102
Figura 45 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do
Eletrodo UTP713S. 400X. Picral
103
Figura 46 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do
103
XV
José Marcondes Oliveira Machado
Arame duro. 100X. Picral
Figura 47 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do
Arame duro. 200X. Picral
104
Figura 48 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do
Arame duro. 400X. Picral
104
Figura 49 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do
Eletrodo UTP713S. 100X. Picral
105
Figura 50 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do
Eletrodo UTP713S. 200X. Picral
105
Figura 51 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do
Eletrodo UTP713S. 400X. Picral
106
Figura 52 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do
Arame duro. 200X. Picral
106
Figura 53 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do
Arame duro. 400X. Picral
107
1
José Marcondes Oliveira Machado
Capítulo 1
Introdução
1
José Marcondes Oliveira Machado
1 – INTRODUÇÃO
1.1 – Falhas e Danos em Máquinas e Instalações
O setor sucroalcooleira no Brasil vem ganhando espaço no mercado
nacional e internacional, em função da diversificação e melhoria de
produtividade, principalmente no setor agrícola, com a matéria-prima cana-de-
açúcar da qual se extrai açúcar, álcool e derivados.
Nesse campo, o setor sucroalcooleira brasileiro pode ser considerado
como o mais competitivo internacionalmente, tendo em vista que em termos
energéticos a cana-de-açúcar apresenta um altíssimo teor de fibra, levando
clara vantagem competitiva em comparação com outras culturas, segundo
dados da ÚNICA [1].
A demanda de mercado de produtos derivado da cana-de-açúcar
proporcionou as condições adequadas para que a indústria brasileira de
equipamentos desenvolvesse completa linha de produtos, inclusive com
tecnologias pioneiras, no estado da arte internacional, com mínima importação.
Com o crescimento do mercado houve aumento acelerado do
processamento anual da cana de menos de 100 milhões de toneladas para
acima de 300 milhões. A indústria sucroalcooleira também fornece álcool para
os setores de bebidas, químicos, farmacêuticos e para as indústrias de
limpeza. Além do mercado interno, o Brasil é o maior produtor de cana-de-
açúcar do mundo, com os menores custos de produção e o maior exportador
do produto.
2
José Marcondes Oliveira Machado
Cerca de 50% da produção brasileira é destinada ao mercado externo,
sendo o Estado de São Paulo responsável por 60% da produção de açúcar e
70% das exportações nacionais. A co-geração de energia elétrica é outro
produto proveniente deste setor. O vapor e o calor são fundamentais para o
processo de obtenção de açúcar e de álcool, sendo obtido pela queima do
bagaço da cana. Esse vapor movimenta as turbinas, gerando energia elétrica,
tornando auto-suficientes as unidades industriais, com excedente vendido às
concessionárias de distribuição de energia elétrica na região onde está
localizada a planta.
Embora se observe expansão do setor sucroalcooleira no Brasil, pode-
se dizer que ainda são limitadas as práticas de uso de métodos e técnicas de
gestão organizacionais modernas, como por exemplo, a gestão da qualidade
total dentro do sistema produtivo.
Nos ambientes industriais, as peças estão sujeitas as severas condições
de operação, podendo-se citar elevadas temperaturas, esforços, ambiente
corrosivo e atrito. Aumentar a resistência a tais solicitações garante maior
longevidade a tais componentes. Esta preocupação se justifica não somente
com a redução dos gastos de reparo ou troca de componentes, mas
principalmente com os lucros cessantes que as paradas de manutenção
representam para uma empresa.
Uma alternativa é a deposição superficial de um material resistente ao
desgaste e/ou a corrosão sobre a superfície de um substrato, através de um
processo de soldagem ou aspersão térmica convencionalmente chamada de
3
José Marcondes Oliveira Machado
hardfacing proposto por DAVIS, 1993 [2]. O resultado é um aumento da vida
útil do componente com custo menos representativo em relação a um
componente integralmente construído de material nobre [3].
No caso de componentes de dimensões consideráveis, Brandim et all,
2003, [4] apresentou que a soldagem de revestimento, pelo processo de
soldagem a arco submerso é uma solução pratica e viável com grandes
vantagens e flexibilidade, propiciando baixo custo operacional e redução do
tempo de execução.
O desgaste é um dos fenômenos mais importantes pelo qual o material
perde sua utilidade, sendo normalmente aceito como um processo natural e
quase sempre inevitável. O interesse despertado por este fenômeno vem
desde os tempos mais antigos, mas só em 1966, tornou-se prática referir-se a
este amplo campo de atividade interdisciplinar como tribologia [1].
A tribologia é definida como a ciência e tecnologia de superfícies que
interagem entre si quando em movimento, abrangendo todos os tipos de
fricção, lubrificação e desgaste. A importância econômica e a necessidade de
pesquisa nessa área crescem a cada ano, pois os gastos com a manutenção e
danos superficiais com componentes mecânicos levam a um considerável
consumo do PIB (Produto Interno Bruto), em países como Estados Unidos isso
representa em torno de 1,6% e na Alemanha em torno de 4,5% [1]. Sob o
ponto de vista econômico isso é um fato bastante relevante, pois se estima que
5% do PIB das nações desenvolvidas são consumidos para combater o
desgaste [4].
4
José Marcondes Oliveira Machado
No Brasil não se tem uma estimativa de gastos decorrentes do efeito do
desgaste, mas em determinados setores produtivos essa preocupação já se
encontra em análise, como no caso das usinas Sucroalcooleira. Informações
provenientes da União da Indústria de cana-de-açúcar – ÚNICA que possui 313
usinas cadastradas, os custos com reposição e manutenção estão em torno de
5% da receita bruta anual, isso representa em torno de 500 milhões de reais
por ano para as usinas cadastradas e citadas por Brandim et all, 2002 [1]. No
Piauí infelizmente não se têm esses dados disponíveis.
O presente trabalho analisou os mecanismos de falhas nos martelos
oscilantes do desfibrador adquiridas após operação. Para tanto, serão
inspecionadas visualmente e analisado o nível de desgaste, in loco, logo após
a parada para a sua troca prevista de acordo com tonelagem de cana-de-
açúcar processada. As falhas serão classificadas quanto à origem da causa e
mecanismo, além disso, serão preparadas amostras de materiais ―in situ‖, bem
como, será analisada uma nova tecnologia de revestimento por aspersão
térmica e comparar os seus dados com os processos de recuperação já
executados comumente nas usinas, visando com isso, fornecer dados para se
constatar as ações simultâneas dos mecanismos responsáveis pela
deterioração dos martelos, como também fornecer evidências de comprovação
dos procedimentos praticados nas usinas na recuperação destes tais
elementos apresentando alternativas ao melhoramento na eficiência e
prolongamento da vida útil dos martelos.
5
José Marcondes Oliveira Machado
1.2 - Objetivo Geral
Avaliaram-se as origens de falhas nos martelos oscilantes do desfibrador
e propor solução de tratamento de superfície para estes componentes.
1.3 - Objetivos Específicos
a) Identificar as principais causas das falhas dos martelos após ser atingida a
sua batelada, ou seja, a taxa de desfibramento em torno de 25 toneladas de
cana-de-açúcar.
b) Verificar nos martelos os pontos mais afetados ocasionados no
funcionamento do desfibrador durante o processo até atingir a taxa de
desfibramento.
c) Comparar a eficiência dos procedimentos de soldagem de recuperação
praticados nas referidas usinas com o procedimento indicado pelo fabricante
de soldas, em campo e em laboratório.
d) Analisar a resistência à abrasão dos revestimentos soldados e comparar
com os revestimentos obtidos por aspersão térmica.
1.4 – Relevância do Trabalho
É importante ressaltar que, estudos no setor do processamento da cana-
de-açúcar estão focados no desgaste abrasivo à baixa tensão, classificado pela
literatura, como o mais representativo nas usinas sucroalcooleiras. Tais
estudos, no entanto, não se preocupam com os efeitos da ação conjunta das
solicitações severas de operação. Logo, o desafio centra-se na investigação do
efeito conjunto das solicitações nestes elementos através de corpos-de-prova
6
José Marcondes Oliveira Machado
feitos dos próprios martelos retirados dos desfibradores no momento da troca,
tendo-se uma situação real das causas de falhas nestes componentes, estando
os mesmos submetidos a todas as solicitações de serviço, tais como: elevadas
temperaturas, ambiente corrosivo e atrito.
7
José Marcondes Oliveira Machado
Capítulo 2
Revisão Bibliográfica
9
José Marcondes Oliveira Machado
2 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Será apresentada revisão de literatura abordando inicialmente os vários
aspectos relacionados com tribologia tais como: definição, tipos, características
leis e variáveis tribologicas. Além disso, serão abordados assuntos sobre
desgaste como: definição, classificação, mecanismo, ensaio, fatores que
afetam o desgaste abrasivo, ligas de revestimento para processo de soldagem,
microestrutura e resistência ao desgaste.
Posteriormente será avaliado o processo de soldagem por eletrodo
revestido (SAER) juntamente com a nova técnica de revestimentos por
Aspersão Térmica HVOF, para revestimento metálico e sua influência na
microestrutura e resistência ao desgaste em soldagem de revestimento usado
nas usinas sucroalcooleiras.
2.1 – Tribologia
Começou-se por dar os primeiros passos nesta nova ciência nos anos
60, cujo significado etimológico provem do Grego, designando o ramo do
conhecimento que estuda o atrito (lógos - ramo do conhecimento; tribé - atrito).
A tribologia, como ciência, teve a sua primeira conferência em 1964 - Institution
Mechanical Engineering, cujos objetivos foram o de melhorar a divulgação e
ensino relativamente ao desgaste, atrito e lubrificação.
Sendo o atrito a principal causa de desgaste e perda de energia em
sistemas mecânicos, estimando-se que 1/3 da energia que se consome se
10
José Marcondes Oliveira Machado
destina às perdas por atrito, nada mais importante para aqueles que
futuramente se ocupará da manutenção em unidades industriais.
2.1.1 – Definição e Tipos de Tribologia
Definição
Tribologia é a ciência e a tecnologia que se preocupa com a interação
das superfícies com movimento relativo, incluindo o atrito, o desgaste e a
lubrificação.
Tipos
Quando duas superfícies se encontram em contato, desenvolvem-se
sempre forças tangenciais, chamadas forças de atrito, quando se tenta mover
uma superfície relativamente à outra. Por outro lado, a intensidade destas
forças de atrito é limitada, e as mesmas não impedirão o movimento se
aplicarem força relativamente grande. A distinção entre superfícies sem atrito e
superfícies rugosas é, assim, uma questão de grau de defeitos e imperfeições.
Há dois tipos de atrito: atrito seco, por vezes também chamado atrito de
Coulomb, e atrito viscoso. O atrito viscoso se desenvolvesse entre camadas de
fluido que se move a velocidades diferentes. É de grande importância em
problemas que envolvem o escoamento de fluidos através de tubos e orifícios
ou que envolvem corpos imersos em fluidos em movimento. É também
essencial na análise do movimento de mecanismos lubrificados. Numa primeira
11
José Marcondes Oliveira Machado
fase, analisar-se-á o equilíbrio de vários corpos rígidos e estruturas, supondo
que existe atrito seco entre as superfícies em contato.
Na Tabela 1 são dados valores aproximados dos coeficientes de atrito
estático para várias superfícies secas. Os correspondentes valores dos
coeficientes de atrito cinético serão cerca de 25% mais baixos. Uma vez que os
coeficientes de atrito são grandezas adimensionais, os valores fornecidos pela
Tabela 1 podem ser usados em qualquer sistema de unidades.
TABELA 1 - Valores aproximados do Coeficiente de atrito estático em
Superfícies secas
Materiais
Coeficiente de atrito
Metal sobre Metal
0,15 – 0,60
Metal sobre Madeira
0,20 – 0,60
Metal sobre Pedra
0,30 – 0,70
Metal sobre Couro
0,30 – 0,60
Madeira sobre Madeira
0,25 – 0,50
Madeira sobre Couro
0,25 – 0,50
Pedra sobre Pedra
0,40 – 0,70
Terra sobre Terra
0,20 – 1,00
Borracha sobre Betão
0,60 – 0,90
12
José Marcondes Oliveira Machado
2.1.2 - Características
Contacto entre sólidos
As superfícies dos sólidos apresentam formas complexas, sendo muito
diferentes de um simples plano, Figura 1. Há uma grande variedade de defeitos
e distorções que se encontram presentes em todas as superfícies reais. Estes
defeitos das superfícies, que vão desde a distorção dos planos até às
irregularidades microscópicas exercem uma grande influência no atrito e no
desgaste.
Os defeitos e imperfeições das superfícies influenciam ainda as reações
químicas que ocorrem no contato com líquidos ou lubrificantes enquanto a
rugosidade detectada à vista regula a mecânica do contato entre os sólidos e o
desgaste que daí resulta.
Figura 1 – Mostra as imperfeições superficiais.
2.1.3 - Variáveis Tribológicas
As variáveis tribológicas são o atrito e o desgaste, gerindo a
engenharia estas variáveis de acordo com as aplicações especificas de que
necessita em cada momento, sendo que; O atrito é a principal causa de
13
José Marcondes Oliveira Machado
desgaste e perda de energia. O desgaste é a maior causa de perda de material
com as conseqüentes perdas de performances mecânicas.
2.2 – Desgaste
2.2.1 - Definição e Classificação de Desgaste
Definição
Desgaste segundo a ASTM [5] é definido como a deterioração ou dano
de uma superfície sólida, com perda de material provocado pelo deslizamento
relativo das superfícies em contacto com outra ou com outras substancias.
Classificação
Devido à complexidade dos fatores envolvidos no desgaste, procura-se
estabelecer classificações que facilitem o estudo do fenômeno e sua
prevenção. Entretanto, esta classificação dos vários tipos de desgaste é difícil,
pois há muita divergência entre os mecanismos dos mesmos e seus efeitos.
Existem situações onde um tipo de desgaste muda para outro, ou onde dois ou
mais tipos podem operar juntos. Em ambientes industriais o desgaste
encontrado pode-se apresentar como (porcentagem de ocorrência): abrasivo -
50%; adesivo - 15%; erosivo - 8%; por fricção - 8% e corrosivo - 5% [6]. É
também reconhecida que as resistências às solicitações de desgaste não são
propriedade intrínseca de um material, mas sim características do sistema ou
do equipamento ao qual o componente esta ligado mecanicamente e do seu
meio operacional [7].
14
José Marcondes Oliveira Machado
Noble e Budinski sugerem a seguinte classificação dos tipos de
desgaste: desgaste por abrasão, erosão, adesão ou fricção e fadiga térmica
[8,9]. Davis et all [10], ampliaram esta classificação, sendo esta a forma mais
citada na literatura especializada: desgaste por erosão, adesão, fadiga,
cavitação, corrosão e abrasão.
Desgaste por erosão: é um tipo fortemente relacionado ao desgaste abrasivo.
Resulta da colisão de um jato de partículas sólidas livres ou líquidas escoando
sobre uma superfície. Estas partículas são carregadas num fluxo geralmente
em velocidade relativamente altas comparadas com aquelas experimentadas
sob condições de abrasão á baixa tensão. A taxa de erosão é dependente da
energia cinética da partícula erosiva e a maneira pela qual esta energia é
dissipada quando colidem na superfície. A extensão do dano depende do
tamanho da partícula, forma, concentração, velocidade e ângulo de ataque,
sendo este último o mais critico, Figura 2.
Desgaste por adesão ou fricção: é um dos tipos de desgaste encontrados em
situações de engenharia que mais prevalece, sendo o mecanismo identificado
em mais de 15% dos desgastes industriais. Adesão é provocada pelo atrito
metal-metal quando superfícies ásperas deslizam entre si, ou seja, ocorre entre
duas superfícies de atrito, e a pressão entre as superfícies em contato é alta
suficiente para causar deformação plástica local e adesão [7]. A quantidade de
desgaste adesivo depende de inúmeros fatores incluindo a carga aplicada,
velocidade, temperatura, área real de contato e limpeza das superfícies em
atrito [10,11].
15
José Marcondes Oliveira Machado
Desgaste por fadiga: ocorre em componentes submetidos a carregamentos
cíclicos, onde normalmente não há grandes perdas de material da superfície.
Está proximamente relacionado ao fenômeno geral da fadiga e similarmente
sujeito a um período de incubação antes do aparecimento dos danos. O
desgaste ocorre principalmente pela remoção do material da superfície por
ação mecânica. Entretanto, em muitos casos, a ação química sobre a
superfície pode afetar o processo do desgaste mecânico. Quando em
temperatura ambiente, denomina-se fadiga de contato e, acima de 100°C,
fadiga térmica [10].
Figura 2 – Impelidor de bronze com deterioração por erosão
Desgaste por cavitação: ocorre quando um líquido é submetido a mudanças
rápidas de pressão, ocasionando a formação de bolhas de gás ou vapor na
região de pressão mais baixa desse líquido. Quando estes bolhas de gás ou
vapor vindas de regiões de baixa pressão ingressam numa região de alta
16
José Marcondes Oliveira Machado
pressão as mesmas implodem. A implosão destas bolhas, na interface metálica
(superfície) produz ondas de choque, causando tensões cíclicas e fadiga
superficial na superfície do metal [12].
Desgaste por corrosão: é a remoção de material ou degradação de
propriedades mecânicas de um metal, devida à ação química ou eletroquímica
de meios agressivos, ou devido à remoção de material por meios mecânicos,
facilitados pela ação química. Pode ser dividida em: corrosão em meio aquoso,
oxidação, corrosão em meios orgânicos e corrosão em metais líquidos [12].
Desgaste por abrasão: é o fenômeno que ocorre quando partículas duras
deslizam ou são forçadas contra uma superfície metálica em relação à qual
estão em movimento, provocando por deslocamento ou amassamento a
remoção de material.
A ação abrasiva pode ser direta quando a remoção de partículas da
superfície metálica é por cisalhamento, ou indireta, por fadiga superficial.
Nestes casos é indiferente se o abrasivo se desloca em relação à peça ou a
peça (superfície metálica que está sendo desgastada) desloca-se em relação à
partícula abrasiva. As partículas são na grande maioria dos casos de origem
mineral. Tem-se ainda que a razão de desgaste dependa do grau de
penetração da partícula abrasiva na superfície metálica e está relacionada com
a dureza do material. As características e dimensões das partículas, a maior ou
menor pressão de escorregamento ou amassamento sobre as superfícies
metálicas abrasadas, determina a classificação da abrasão [10,11,12], sendo:
abrasão a baixas tensões; abrasão a altas tensões; abrasão por goivagem.
17
José Marcondes Oliveira Machado
Abrasão a Baixas Tensões: resulta do deslizamento de partículas livres sobre
a superfície do componente. As tensões envolvidas são geralmente baixas, não
excedendo a resistência de trituramento do abrasivo. O material é removido da
superfície a baixos ângulos de ataque por micro-usinagem. Desta forma, os
abrasivos com arestas vivas produzem desgastes mais severo e a dureza da
superfície minimiza a penetração e reduz a velocidade do desgaste [10,12].
Tipicamente, a abrasão a baixas tensões ocorre na superfície dos
componentes de equipamentos que, direta ou indiretamente, manuseiam
terras, areias, minérios ou carvão, tais como, máquinas agrícolas, equipamento
de escavação, transporte, manuseio de minérios etc. [10]. Representada
esquematicamente na Figura 3.
Figura 3 – Esquema do desgaste de abrasão a baixa tensão
Abrasão a Altas Tensões: ocorre em equipamentos onde o material abrasivo
é forçado a passar entre duas superfícies tencionadas. É o caso típico de
18
José Marcondes Oliveira Machado
cilindros de laminadores e rolos puxadores de linhas de laminação onde as
superfícies ficam sujeitas às altas tensões de compressão, que causam
penetração de material abrasivo, bem como podem resultar em fratura das
fases frágeis presentes, tipo carbonetos e deformação plástica da matriz.
Esquematicamente apresentada na Figura 4.
Figura 4 - Esquema do desgaste de abrasão a alta tensão
Abrasão por Goivagem: envolve a remoção de material do componente pela
ação de materiais abrasivos, geralmente com dimensões grosseiras, sob
condições de altas tensões e impacto. Estes fatores causam o corte da
superfície desgastada pelo abrasivo produzindo grandes sulcos e ranhuras
visíveis a olho nú. Este tipo de abrasão é normalmente encontrado em moinhos
de mandíbulas, esteiras transportadoras de minério bruto quando há
transferência do material por queda, bem como em pulverizadores usando
martelos [10,11]. Representação esquemática na Figura 5.
19
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 5 – Esquema do desgaste por goivagem
Outra forma de classificação de desgastes abrasivos é a abrasão a dois
corpos e abrasão a três corpos [8,6,13]. O primeiro ocorre, geralmente, sob
condições de baixas tensões com partículas sendo transportadas através da
superfície, causando pequenas avarias do tamanho das partículas do abrasivo.
O segundo resulta em condições de altas tensões e pelo fato das partículas
serem deliberadamente reduzidas em seu tamanho ou forçadas entre duas
superfícies.
Em ambos os casos somente uma pequena fração das partículas causa
desgaste devido à variação no ângulo de ataque, e aquelas partículas que
rolam ou deslizam contribuem pouco para o desgaste. Abrasão a dois corpos é
mais freqüentemente encontrada nos transportes de minerais, enquanto a
abrasão a três corpos em tratamentos de minérios e mancais [6]. O desgaste é
uma conseqüência inevitável do contacto de superfícies em movimento. O
desgaste poderá ser controlado ou minimizado, mas não eliminado.
20
José Marcondes Oliveira Machado
Em engenharia utilizam-se vários processos para evitar o desgaste de
superfícies em contato:
Utilização de materiais de maior dureza;
Melhoramento do acabamento superficial dos materiais em
contato;
Utilização de materiais diferentes nas superfícies em contato;
Eliminação de partículas em suspensão no fluido lubrificante
2.2.2 - Mecanismos de Desgaste por Abrasão
O mecanismo básico do desgaste por abrasivo foi proposto por Wainer
et all [14], citando o Babichev et all. Segundo os mesmos, existem dois
processos agindo quando o abrasivo entra em contato com a superfície: o
primeiro seria a formação de um sulco devido à deformação plástica, porém
sem remoção de material, o segundo, há a remoção do material da superfície
na forma de pequenos cavacos. Estudos posteriores mostraram que
aproximadamente 40% dos materiais são removidos por cavacos e o restante
por deformação plástica.
Segundo Noble [8] os principais mecanismos para o desgaste por
abrasão para metais dúcteis são: usinagem, onde as partículas abrasivas
removem cavacos da superfície do material (um processo muito similar à
conformação), e a sulcagem, que promove deformação plástica localizada e
encruamento e o sulcamento contínuo introduz efeito de fadiga, facilitando o
arrancamento do material. Para metais mais duros (frágeis), o lascamento é o
21
José Marcondes Oliveira Machado
mecanismo dominante, e ocorre quando trincas sub-superficiais laterais e
verticais se interceptam. A descamação remove discretamente grandes lascas
da superfície do metal [8].
Segundo Gregolin [15] existe diferente micromecanismos de desgaste
abrasivo, que têm sido observados e identificados da seguinte maneira:
a) Mecanismos dúcteis – sulcamento e microcorte;
b) Mecanismos frágeis - microtrincamento ou lascamento.
O sulcamento resulta da ação de partícula abrasiva deformando
plasticamente a superfície de um material (ou fase) dúctil, formando um sulco
em seu trajeto, conforme a Figura 6. O material acumulado à frente da partícula
escoa para as duas bordas laterais do sulco e não há propriamente perda de
massa durante essa formação do sulco. Entretanto, a interação de diversas
partículas abrasivas com a superfície provoca um resultado global de remoção
de material.
O microcorte consiste na formação de pequenos cavacos, quando as
tensões de cisalhamento impostas pelo deslocamento da partícula abrasiva
sobre a superfície são suficientemente elevadas para a ruptura do material (ou
fase) dúctil, conforme mostra a Figura 6.
22
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 6 – Esquema ilustrativo do micromecanismos de desgaste abrasivo por
sulcamento – Gregolin, 1990 [15].
O microtrincamento ou lascamento é um processo de fragmentação da
superfície frágil, pela formação e crescimento de trincas, devida à ação da
partícula abrasiva, conforme a Figura 7. O fenômeno interfacial envolvido é
complexo e os vários mecanismos de desgaste podem ocorrer de forma
combinada, somando-se a dependência de diferentes fatores que podem
favorecer maior ou menor severidade no desgaste.
Figura 7 – Esquema ilustrativo do micromecanismos de desgastes abrasivo por
microcorte – Gregolin, 1990 [15].
23
José Marcondes Oliveira Machado
O microtrincamento ou lascamento é um processo de fragmentação da
superfície frágil, pela formação e crescimento de trincas, devida à ação da
partícula abrasiva, conforme a Figura 8. O fenômeno interfacial envolvido é
complexo e os vários mecanismos de desgaste podem ocorrer de forma
combinada, somando-se a dependência de diferentes fatores que podem
favorecer maior ou menor severidade no desgaste.
Figura 8 – Esquema ilustrativo do micromecanismos de desgastes abrasivo por
microtrincamento ou lascamento – Gregolin, 1990 [15].
Fujimura et all [16] propõem o processo de desgaste abrasivo conforme
se segue. As partículas abrasivas impactam a superfície do revestimento,
atuando preferentemente sobre a matriz metálica devido ao seu poder
abrasivo, provocando desgaste da mesma.
A matriz desgastada deixa sem proteção os carbetos primários de
cromo, o qual reduz a resistência às tensões externas de impacto das
partículas abrasivas resultando no trincamento dos carbetos, fraturando-os e
eliminando-os do revestimento. O processo é repetitivo, e provoca o desgaste
24
José Marcondes Oliveira Machado
acelerado do revestimento. Este processo de desgaste abrasivo é mostrado na
Figura 14 [16].
Figura 9 – Representação esquemática do processo de desgastes abrasivo –
Fujimura et al, 1988 [16].
25
José Marcondes Oliveira Machado
2.2.3 – Ensaios de Desgaste por Abrasão
2.2.3.1 – Introdução
Existe uma grande dificuldade na comparação dos resultados
experimentais obtidos em trabalhos de pesquisa de resistência ao desgaste,
devido à variação dos métodos de ensaio e difícil controle de certos fatores do
ensaio. Muitos ensaios foram idealizados e desenvolvidos para a simulação
das condições de desgaste semelhantes ou superiores aquelas atuantes nas
três formas de abrasão (goivagem, alta tensão e baixa tensão). Considerando-
se especificamente o desgaste abrasivo, a complexidade do fenômeno ainda
não viabilizou a determinação de um único ensaio universal e muitos são
normalizados e tem rígidos procedimentos para a sua execução [8].
O setor de processamento da cana-de-açúcar nas usinas
sucroalcooleiras, o desgaste por abrasão à baixa tensão é o responsável pelas
as paradas para manutenção corretiva dos elementos como: facas, martelos,
moendas e bagaceiras. Objeto de análise e discussão desse trabalho.
2.2.3.2 - Ensaio de Abrasão a Baixa Tensão
O desgaste por abrasão à baixa tensão é o tipo de desgaste que mais
ocorre nos equipamentos e peças industriais segundo Kassim [17]. As usinas
sucroalcooleiras sofrem pesadas perdas devido a este tipo de desgaste
Monteiro & Cunha [18], fato que motivou também a escolha desse tema de
pesquisa.
26
José Marcondes Oliveira Machado
Muitos mecanismos de ensaio de desgaste são projetados para simular
uma aplicação específica, e por isso existem vários métodos desenvolvidos
para esse fim. A configuração mais usual para abrasão a três corpos (corpo-
de-prova, roda giratória e partículas abrasivas), tem seus princípios baseados
na ASTM - norma G 65-91 (ensaio de abrasão por roda de borracha e areia
seca), pela norma G 105 (ensaio de abrasão por roda de borracha e areia
molhada) e pela norma B 611 (ensaio de abrasão por roda de aço e areia
molhada, especificamente para carbetos cementados).
As técnicas de ensaios abrasivos atuais são resultantes da máquina de
ensaio abrasivo de Brinell, que usa um disco giratório de ferro fundido e um
fluxo de areia seca para desgastar os corpos de prova. Haworth [19] comentou
que a taxa de abrasão do aparato de Brinell, mudou com o tempo, devido ao
tamanho crescente da área de contato entre a roda e o corpo de prova. Para
melhorar esse problema Haworth [19], substituiu a roda de borracha para a
roda de ferro. É do trabalho de Brinell e Haworth que todos os ensaios de
abrasão fixados pela ASTM são derivados, Wirojanupatump & Shipway [20].
2.2.3.3 - Equipamento para Ensaio de Abrasão à Baixa Tensão Segundo a
Norma ASTM G65-91
O equipamento de ensaio de abrasão à baixa tensão com roda de
borracha e areia seca, tem como principio de funcionamento o esmerilamento
de um corpo-de-prova padronizado com areia de tamanho de grão e
composição controlada, como mostra a Figura 10, que apresenta o esquema
simplificado deste equipamento.
27
José Marcondes Oliveira Machado
O abrasivo é introduzido entre o corpo-de-prova e um anel de borracha
de dureza, 60 shore - A, provocando riscamento. Neste ensaio o corpo-de-
prova é pressionado contra a roda de borracha que está girando, por meio de
um braço de alavanca com peso especificado, enquanto que o fluxo de areia
esmerilhando a superfície do corpo-de-prova é controlado a uma vazão de 300
a 400 g/min.
Os corpos-de-prova são pesados antes e após o ensaio e a perda de
massa é determinada. Para possibilitar a comparação entre vários metais,
toma-se necessário converter a perda de massa para perda de volume em
milímetros cúbicos, devido à grande diferença nas densidades dos materiais.
Figura 10 – Esquema simplificado do equipamento para ensaio de desgaste
abrasivo à baixa tensão, recomendado pela ASTM G65-91 – ASTM,1991 [5].
28
José Marcondes Oliveira Machado
A severidade do desgaste abrasivo em qualquer sistema irá depender do
tamanho da partícula abrasiva, forma, dureza, a magnitude das tensões
impostas pela partícula e a freqüência de contato. Neste método de ensaio,
roda de borracha, estas condições são padronizadas para desenvolver uma
condição uniforme de desgaste citada como desgaste por riscamento. O
método apesar de simular todas as condições do processo abrasivo (tamanho
do abrasivo, formato, pressão, impacto, ou elementos corrosivos), não é
indicado para prever a exata resistência ao desgaste de um dado material em
um meio específico, em função das próprias condições que não são
controladas durante o processamento na planta.
Os dados da perda de volume obtida do material ensaiado, cujo
comportamento é desconhecido num meio abrasivo específico, devem,
portanto ser comparado a dados de ensaios obtidos de um material de
comportamento conhecido no mesmo ambiente. Enquanto a perda de massa
pode ser usada internamente em ensaios de laboratórios para comparar
materiais de densidade equivalente, é essencial que aqueles que fazem uso
deste ensaio registrem seus resultados uniformemente como perda de volume
em publicações ou artigos, para que não haja confusões causadas pelas
variações de densidades, ASTM [21].
O diâmetro da roda de borracha diminui à medida que vai se
desenvolvendo o ensaio, consequentemente diminui o efeito abrasivo por
riscamento. A perda de volume devido a esta diminuição de abrasão neste
29
José Marcondes Oliveira Machado
novo diâmetro diminuído será levemente menor e o valor desta perda de
volume deve ser corrigido pela seguinte equação, [21].
Onde: PV
C
→Perda de volume corrigido
PV → Perda de volume do corpo de prova
D
r
→ Diâmetro da roda após uso
2.2.3.4 - Procedimentos Recomendados pela Norma ASTM G65-91
Na Tabela 2, têm-se os cinco procedimentos recomendados para
especificar o grau de resistência ao desgaste do material ensaiado conforme
amostra.
Procedimento "A" - É um ensaio relativamente severo, que lista materiais de
baixa a extrema resistência abrasiva. Este ensaio é particularmente útil para
materiais que variam de média a extrema resistência abrasiva.
30
José Marcondes Oliveira Machado
Tabela 2 - Parâmetros de Ensaio por roda de borracha de areia seca sílica
A50-70 – ASTM, 1991 [21]
Procedimento
Carga (N)
Revolução (ciclos)
Abrasão linear (m)
A
130
6000
4309
B
130
2000
1436
C
130
100
71,8
D
45
6000
4309
E
130
1000
718
Procedimento "B" - É uma pequena variação do procedimento "A". Deve ser
usado, quando a perda de volume desenvolvida pelo procedimento ―A‖,
exceder a 100 mm
3
, é indicado para materiais de média e baixa resistência
abrasiva.
Procedimento "C" - É uma pequena variação do procedimento "A", e deve ser
usado em camadas finas.
Procedimento "D" - É utilizado em materiais de baixa resistência abrasiva,
pois a força atuante sobre o corpo-de-prova é bem menor (45 N).
Procedimento "E" - É uma pequena variação do procedimento "B",
recomendado para materiais com media ou baixa resistência abrasiva.
2.2.3.5 - Abrasivo Recomendado pela Norma ASTM G65-91
Na Tabela 3, têm-se os tamanhos recomendados dos abrasivos de sílica.
31
José Marcondes Oliveira Machado
Tabela 3 – Tamanhos dos abrasivos recomendados pela Norma ASTM G65-94
- ASTM, 1991 [21].
Tamanho da Peneira
Abertura
40
425µm
50
300µm
70
212µm
100
150µm
O estudo desenvolvido por Ma et all [22] para apresentar os dados
experimentais, e fazer comparações das perdas de volume de três tipos de
materiais desgastados, a saber: Liga BeCu (97,9% Cu -1,9%Be - 0,2% Co),
Aço Inox "17-4 PH stainless steel" (16% Cr - 4,1% Ni - 3,4% Cu - 0,25% Nb) e
Aço Ferramenta "D2 tool steel " (12% Cr - 1% Mo - 1% V -1,5%C), todos, sob
as mesmas condições de desgaste.
Condições:
- Equipamento Recomendado pela ASTM - G 65 para desgaste por abrasão
por roda de borracha e areia seca.
- Corpos-de-provas nas Dimensões de 70x20x7 mm, com os seguintes valores
de dureza: Liga Be-Cu - (HR
c
43.2), Aço Inox "17-4 PH stinless steel" - (HR
c
46.5) e Aço Ferramenta "D2 tool steel " - (HR
c
54.7).
- Carga: Variando de 25 a 150N;
- Velocidade de Rotação do Disco: Variando de 1 a 5 m/s;
32
José Marcondes Oliveira Machado
- Tipo de Abrasivo: Sílica 50/70 (recomendado pela ASTM).
- Na Figura 11 apresenta a perda de volume desses materiais em relação à
carga aplicada com velocidade da roda fixada em 4 m/s.
Figura 11 – Perda de volume dos materiais ensaiados em função da carga
aplicada com velocidade fixada em 4 m/s – Ma et all – 2000 [22].
Esse resultado demonstrou que houve baixas perdas de material quando
submetidos a baixas cargas, isto porque com baixas cargas, a tensão é
bastante pequena. Observa-se ainda que no caso do Be-Cu (Cu) e do 17-4 PH
aço inoxidável (stainless steel - SS), à medida que foi aumentando a carga, foi
aumentando também a perda de volume, enquanto que para o aço ferramenta
D2 (D2 steel tool), a partir de aproximadamente uma carga de 50 N, a perda de
volume foi decrescendo, Ma et al.[22].
33
José Marcondes Oliveira Machado
A velocidade de deslizamento é um outro parâmetro que pode influenciar
na perda de volume do material. Foi analisada a perda de volume das ligas
apresentadas na Figura 12, em cinco velocidades diferentes (o erro dos
resultados girou em torno de 5%).
Figura 12 – Perda de volume dos materiais ensaiados para diferentes
velocidades para carga fixada em 100 N – Ma et all – 2000 [22].
Nessa análise, foi demonstrado que a Liga Be-Cu e o Aço Inox "17-4 PH
stainless steel", não sofreram variação de perda de volume à medida que se
aumentava as velocidades, porém o Aço Ferramenta "D2 tool steel ",
apresentou uma variação de perda de volume para menos à medida que se ia
aumentando a velocidade de deslizamento. Este estudo mostra que ensaios
realizados pelo mecanismo de roda de borracha e areia seca, para avaliar a
resistência ao desgaste de materiais diferentes, podem apresentar informações
incorretas ou imprecisas, se o ensaio for desenvolvido com parâmetros fixos de
34
José Marcondes Oliveira Machado
carga e velocidade [22]. A Tabela 4 apresenta a dureza do aço ferramenta "D2
tool steel", em diferentes condições de desgaste.
Tabela 4 – Dureza do aço ferramenta ―D2 tool steel‖ após ensaio de desgaste,
sob diferentes condições – Ma et all. 2000 [22].
Carga = 25N, V = 4m/s – 54,65 HR
c
(antes do ensaio) – 54,75 HR
c
(após o ensaio)
Carga =150N, V = 4m/s – 54,65 HR
c
(antes do ensaio) – 55,80 HR
c
(após o ensaio)
Carga =100N – V =5m/s – 54,65HR
c
(antes do ensaio) – 55,70 HR
c
(após o ensaio)
Carga =100N – V =1m/s – 54,65HR
c
(antes do ensaio) – 54,70 HR
c
(após o ensaio)
Foi verificado também neste estudo, que as partículas abrasivas de
sílica usadas no ensaio de abrasão do aço ferramenta ―D2 tool steel‖, com
cargas que variaram entre 25 a 150N, e velocidades que variaram de 1m/s a
5m/s, não apresentaram mudanças significativas na forma e tamanho, porém,
com uma carga elevada de 150N, o abrasivo sofreu uma forte deformação.
2.2.4 – Fatores que Afetam o Desgaste
2.2.4.1 - Introdução
São basicamente dois os fatores principais que afetam o desgaste
abrasivo são: as características do abrasivo como: tamanho; geometria e
dureza e os fatores externos que atuam sobre a superfície do componente
durante o ensaio: velocidade de deslizamento e força de compressão entre
abrasivo e superfície.
35
José Marcondes Oliveira Machado
2.2.4.2 - Características do Abrasivo
2.2.4.2.1 - Tamanho do Abrasivo
Hernandez [23], citando Wainer et all, 1992, mostrou que para uma série
de materiais metálicos o volume removido no desgaste aumenta linearmente
com o tamanho da partícula abrasiva, sendo que esta variação é bastante
acentuada ate um tamanho critico da partícula e a partir dele a variação é
menos sensível. Fica claro que não existe uma boa relação entre o desgaste
abrasivo e o tamanho da partícula abrasiva. O que se observa em geral é que o
volume de material removido aumenta com o tamanho da partícula
2.2.4.2.2 - Geometria das Partículas Abrasivas
Sabe-se que as partículas que apresentam arestas cortantes causam
desgastes mais acentuados que as partículas arredondadas. Os minerais mais
duros apresentam faces mais agudas (cortantes), ao passo que os minerais
dúcteis (moles), apresentam formas mais arredondadas. Quanto mais agudas
forem as arestas das partículas abrasivas, maior será a sua ação abrasiva, e
quando aliada ao impacto, ou fortes pressões, estas partículas podem penetrar
na superfície mais profundamente, dependendo do ângulo de ataque pode
causar a formação de cavaco, como mostra a Figura 13. [23].
36
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 13 – Influencia da geometria da partícula abrasiva no desgaste abrasivo
por baixa tensão Hernadez, [23].
2.2.4.2.3 - Dureza do Abrasivo
Na literatura especializada há boa convergência na afirmação de que o
desgaste por abrasão a baixas tensões é proporcional à dureza da superfície
sujeita a solicitação, embora também dependa do tamanho e concentração de
volume das fases duras como carbetos, fosfetos e outras. A Tabela 5
apresenta os valores de dureza do abrasivo e das diferentes fases em aços e
ferros fundidos. No caso de abrasão a altas tensões, as fases frágeis são
desejáveis, desde que ocorram em matrizes dúcteis, mesmo que a dureza seja
prejudicada, pois o componente deve suportar forças de compressão.
37
José Marcondes Oliveira Machado
Tabela 5 – Dureza do abrasivo e das fases - Eyre, 1991 [6]
Minerais
Dureza
(H
v
)
Fases
Dureza (H
v
)
Gesso
36
Ferrita
70-200
Calcita
140
Perlita pura
250-320
Fluorita
190
Perlita ligada
300-460
Aparita
540
Austenita 12%Mn
170-230
Vidro
500
Austenita baixa liga
250-350
Feldspato
600-750
Austenita Fe-Cr
300-600
Silex
950
Martensita
500-1010
Quartzo
900-1280
Cementita
840-1100
Granada
1350
Carbetos de Cr (Fe,
Cr)
7
C
3
1200-1600
Carvão
32
Carbetos de M
o
1500
Cal
110
Carbetos de W
2400
Coque
200
Carbetos de V
2800
Minério de ferro
470
Carbetos de T
i
3200
Sinter
770
Carbetos de B
o
3700
Corindu
1800
Carbetos de N
b
2400
Diamante
10000
Carbetos de F
e
1100
O desgaste de um sistema depende do coeficiente de dureza definido
como a razão entre a dureza da superfície desgastada e a dureza da partícula.
A Figura 14 mostra a relação entre dureza do abrasivo e a dureza do metal
(Ha/Hm), indicando três comportamentos distintos com relação à velocidade de
38
José Marcondes Oliveira Machado
desgaste. Para valores de Ha/Hm entre 0,7 a 1,1, o desgaste é pequeno; para
valores de Há/Hm entre 1,3 a 1,7 o desgaste é elevado, havendo indício de que
independe da dureza do abrasivo. Na faixa intermediária há uma região de
transição, com o desgaste aumentando com a relação Ha/Hm, Wainer et al.
[14].
Figura 14 – Velocidade de Desgaste relativo em função da razão entre Dureza
do Abrasivo e Dureza do Metal – Wainer et al, [14].
2.2.4.3 - Fatores Externos
2.2.4.3.1 - Velocidade de Deslizamento
De acordo com Hemandez, [23], citando Wainer et alI., mostraram que
foi verificado que o volume de material removido por abrasão aumenta
ligeiramente com a velocidade de deslizamento até 2.5 m/s. Este fato foi
atribuído ao aquecimento da superfície provocada pelo atrito das partículas
39
José Marcondes Oliveira Machado
abrasivas, o que provoca uma diminuição das propriedades mecânicas do
material.
2.2.4.3.2 – Força de Compressão entre Abrasivo e Superfície
A perda de material por abrasão é diretamente proporcional ao esforço
de compressão entre o abrasivo e a superfície metálica. Isso é válido até um
certo valor crítico de força, que é determinada pela deformação excessiva da
superfície metálica, ou então pela instabilidade das partículas abrasivas que
passam a fraturar.
2.3 – Técnicas de Deposição de Revestimentos Duros
2.3.1 – Introdução
Na recuperação de componentes desgastados e/ou mesmo para
melhoramento funcional utilizam-se métodos reparativos como: Aspersão
térmica, soldagem, nitretação iônica entre outros. Nesse trabalho será
apresentada a técnica mais usual nas plantas industriais, bem como uma nova
técnica de deposição que a aspersão térmica.
2.3.2 – Soldagem de Revestimento
A soldagem de revestimento é um processo no qual uma liga é
depositada na superfície de um metal de base, ou para colocá-la nas
dimensões originais ou para obter alguma propriedade desejada tal como
resistência ao desgaste, impacto, corrosão, etc. A soldagem de revestimento é,
portanto, um processo de fabricação alternativo onde se consegue conciliar
40
José Marcondes Oliveira Machado
propriedade diferente, e muitas vezes opostas entre si, no núcleo e na
superfície do material, tornando-se possível, por exemplo, obter um
componente com características estruturais dúcteis no seu núcleo e alta
resistência à abrasão na superfície [24].
No campo da soldagem de manutenção, pode-se classificá-las em
soldagem de manutenção corretiva, preventiva e preditiva. No caso de
soldagem de manutenção corretiva, o serviço é realizado após a peça ter sido
retirada de trabalho pelo excessivo desgaste que sofreu. Já na soldagem de
manutenção preventiva, aplica-se um revestimento na peça nova, melhorando
a região que sofrerá desgaste, cujas características quanto aos desgastes são
superiores às do metal base. Finalmente, nas soldas de manutenção preditiva,
não se espera que a peça saia do trabalho após o desgaste total, mas durante
o trabalho, faz-se um revestimento por solda, evitando deste modo à parada do
equipamento.
Nas usinas sucroalcooleiras, a soldagem de revestimento antidesgaste é
aplicada em componentes como rolo de moenda, eixo de moenda, facas e
martelos desfibradores, exaustores, roletes, bagaceiras, entre outros. Já nas
indústrias mineradoras, o principal fator de desgaste é abrasão combinada com
choque e/ou pressão. Neste segmento industrial os serviços de soldagem são
executados em peças de grandes dimensões que envolvem significativas
quantidades de material de soldagem. As principais aplicações são nos
seguintes equipamentos: moinho de minério de ferro, caçambas, escavadeiras,
41
José Marcondes Oliveira Machado
caminhões fora de estrada, carregadeiras sobre rodas e esteiras, britadores,
entre outros [18].
O revestimento duro depositado por soldagem tem assumido uma
importância cada vez maior, por realizar reconstituições de peças avariadas e
deposições de camadas protetoras com baixo custo operacional, e por
propiciar a redução do tempo de parada não programada. Logo se apresenta
como uma solução prática e viável, devido às grandes vantagens e flexibilidade
desta técnica [1].
A aplicação do revestimento pelo processo de soldagem necessita estar
bem definida, pois a altura do cordão de solda não pode ser excessiva que
implique na perda acentuada de material do revestimento num processo de
fabricação subseqüente ao da soldagem como, por exemplo, usinagem. Há
que se conciliar uma penetração do cordão, de tal forma que não produza uma
zona termicamente afetada muito larga e com regiões de alta dureza, bem
como baixa diluição para não mudar as características do revestimento.
A Figura 15 mostra facas desfibradoras utilizadas na indústria
sucroalcooleira, desgastadas e revestidas com ligas de revestimento duro pelo
processo de soldagem a arco elétrico. Pela ação severa do desgaste abrasivo
o conjunto de martelos e facas durante o processamento da cana-de-açúcar
transformando-a em fibra, apresenta regiões localizadas com acentuada
diminuição nas suas dimensões.
42
José Marcondes Oliveira Machado
Antes de o componente entrar em operação, é realizado revestimento
superficial por ligas de carbetos de alta dureza que são aplicados também pelo
processo de soldagem, que no decorrer do trabalho serão desgastados pelos
mecanismos de desgastes já descritos na seção anterior.
Na moagem e desfibramento, os processos de soldagem utilizados no
revestimento das peças desgastadas são: eletrodo revestido (SAER) ou arame
tubular (Flux-Cored Arc Welding - F.C.A.W.). A escolha do processo de
soldagem para o revestimento se dá basicamente em função do custo e
qualidade.
Figura 15 – Facas niveladoras desgastadas e recuperadas por soldagem
No estudo em questão, segundo dados levantados junto às usinas
visitadas, os processo de soldagem utilizado são basicamente os mesmos e
executados sem serem definidos os procedimentos de soldagem e nem a
43
José Marcondes Oliveira Machado
qualificação dos soldadores. Embora esta prática de soldagem tenha algumas
variações como eletrodos e aplicações diferentes, o fato é que se pode
considerar a mesma vida útil destes componentes em serviço, ou seja, de 22 a
28 toneladas de cana-de-açúcar processada até a sua troca que é um valor
crítico levando em consideração a eficiência de desfibramento.
2.3.3 - Soldagem por Eletrodo Revestido
O processo de soldagem a arco elétrico com eletrodo revestido (SAER),
é o que possui maior flexibilidade entre todos, pois pode ser usada em todas
as posições (plana, vertical, horizontal, etc.) com praticamente todas as
espessuras do metal base (solda multi-passe) e em áreas de acesso limitado,
o que representa uma vantagem muito importante para o setor de
manutenção, as quais são realizadas no campo e em todas as posições. Além
disso, o processo é menos sensível as correntes de ar do que o processo de
solda a arco de proteção gasosa (MIG/MAG). A Figura 16 mostra a
recuperação do anteparo do desfibrador sendo revestido pelo processo de
soldagem a arco elétrico com eletrodo revestido.
No processo de soldagem com eletrodo revestido (SAER), um arame
revestido é fundido sobre a peça de trabalho pelo calor de um arco elétrico que
é estabelecido entre o eletrodo e a peça e, geralmente a polaridade do
eletrodo é reverso, ânodo (positivo). Os parâmetros que devem ser
considerados nesse processo de soldagem são: tipo e diâmetro do eletrodo,
polaridade, a intensidade da corrente elétrica, o comprimento do arco, a
velocidade de soldagem e o manuseio do eletrodo.
44
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 16 - Processo de revestimento por soldagem; Eutectic & Castolin,
2003 [25]
O processo é realizado manualmente e a fonte de soldagem é
comumente de "corrente constante" para prevenir mudanças da tensão
durante a soldagem manual. O calor gerado pelo arco funde ambos, o metal
de base e o eletrodo e causa a transferência do metal líquido, na forma de
gotas da ponta do eletrodo para a poça de fusão.
Vários fenômenos físico-químicos, metalúrgicos e elétricos ocorrem na
zona do arco, os quais são decisivos na morfologia, nas propriedades
mecânicas e na microestrutura da solda. Interações metal/escória na poça da
solda e aquecimento do eletrodo devido ao efeito Joule, e também devido ao
calor conduzido do arco, são alguns destes fenômenos.
45
José Marcondes Oliveira Machado
A fabricação de eletrodos revestidos para a indústria moderna se toma
cada vez mais complexa, à medida que a faixa de aplicações se amplia e cada
aplicação requer consideração especial. O revestimento do eletrodo é
geralmente compactado, em tomo de um arame por meio de prensas
extrusoras com grande capacidade de pressão.
O material do arame do núcleo do eletrodo para eletrodos de baixa liga,
como no caso do aço API, é na maioria dos casos, o aço de baixo carbono.
Para aços de alta liga, um arame com composição química similar à do metal
de base é mais usado. A primeira característica mais importante para o fluxo
que será utilizado como revestimento é a sua extrudabilidade em tomo do
arame do núcleo. Esse deve aderir tenazmente ao arame e não se deteriorar
ou se decompor de maneira prematura com o calor vindo da poça de fusão
durante a soldagem.
Os revestimentos são muito complexos em sua composição química, pois
têm diversas funções que são conseguidas pela mistura dos diversos
elementos adicionados. A Tabela 6 mostra os materiais da alma do eletrodo
mais adequados à soldagem de aços e ferros fundidos, [26].
Os eletrodos podem ser classificados segundo a espessura e a
composição química do revestimento. O critério de espessura considera como
tipos os seguintes eletrodos:
Peculiar ou fino com espessura menor do que 10% do diâmetro da
alma, requerendo baixa intensidade de corrente elétrica para ser
46
José Marcondes Oliveira Machado
fundido, em tomo de 130 A.
Semi-espesso com espessura entre 10 a 20% do diâmetro da alma. Sua
fusão requer um valor de corrente ligeiramente superior ao tipo fino, em
tomo de 150 A.
Espesso, é o eletrodo em que a faixa de espessura do revestimento
encontra-se entre 20 a 40% do diâmetro da alma. Sua fusão requer um
valor alto de corrente elétrica, em tomo de 170 A.
Muito espesso essa classificação engloba os eletrodos cujos
revestimentos são maiores que 40% do diâmetro da alma. Requer as
maiores intensidades de corrente para se fundir, entre 200 a 220 A.
Tabela 6 – Materiais da alma do eletrodo.
Materiais a soldar
Materiais da alma
Aços de baixo teor de carbono e de
baixa liga
Aço efervescente (C – 0,10%)
Aços inoxidáveis
Aço efervescente ou aço inox
Ferro fundido
Ni(puro), é-Ni(liga); Fofo; Aço;
Bronze
Fonte: Ramalho & Gimenes, [26].
Na composição química do revestimento de um eletrodo, são utilizados
diversos componentes químicos com diferentes funções. Nesta classificação, o
elemento com maior teor no revestimento é aquele que será utilizado como
base. A Tabela 7 mostra os elementos a serem adicionados para atingir as
funções desejadas.
47
José Marcondes Oliveira Machado
Tabela 7 – Elementos adicionados ao revestimento
Funções Desejadas
Adicionados
Formadores de gás
Celulose, dolomita, CaCO
3
, etc.
Formadores e escória e
materiais fundentes
Argila, talco, TiO
2
, CaCO
3
, SiO
2
, Fe-(Mn; O),
Feldspato, asbestos, etc
Estabilizadores de arco
TiO
2
, ilmenita, silicatos de Na e K, etc
Desoxidantes
Fe-(Si; Mn; Cr), etc
Elementos de liga
Fe-(Ni; Mn; Cr), etc
2.3.4 – Soldagem, Microestrutura e Resistência ao Desgaste
As ligas Fe-C-Cr empregadas para resistir ao desgaste abrasivo
possuem matriz contínua que pode ser austenita metaestável ou martensita à
temperatura ambiente, além de apresentar carbetos do tipo M
7
C
3
como fase
descontínua.
Estas ligas podem possuir composições químicas geralmente
compreendidas em teores de carbono entre 1,2% a 4% e teores de cromo entre
6% a 40%. Indica-se que os teores inferiores a 10% de cromo conduzem a
formação do eutético e a fase dispersa é formada por glóbulos ou bastões da
austenita ou produtos da sua transformação [15].
Muitas ligas de revestimento duro são à base de ferro, porém, algumas
contêm uma grande adição de cromo e carbono. Svensson et al (27)
desenvolveram um estudo para caracterizar a liga (Fe-34Cr-4,5C)% depositada
pelo processo de soldagem manual a arco elétrico. Nessas condições, segundo
48
José Marcondes Oliveira Machado
Svensson [27], essa liga apresentou uma fração volumétrica grande de
carbetos primários, e carbetos secundários ricos em cromo, dispersos numa
matriz dúctil. Esses carbetos, com dureza Vickers, em tomo de 1200-1600 HV
proporcionam à matriz boa resistência ao desgaste abrasivo, quando em
contato com areia ou outro mineral duro. A matriz por sua vez serve de
proteção a esses carbetos [27].
Os carbetos afetam as propriedades mecânicas dos materiais por sua
presença dispersos pela matriz. Dependendo da composição química da liga e
do tratamento térmico recebido, podem-se formar distintos tipos de carbetos,
tais como: MC, M
6
C, M
7
C
3
e M
23
C
7
, onde M representa um ou mais tipos de
átomos metálicos, segundo Prisco [28].
A fração volumétrica dos carbetos é um dos mais importantes
parâmetros microestruturais que afetam a resistência ao desgaste abrasivo.
Embora o alto nível de dureza dos carbetos de cromo tipo M
7
C
3
contribui para a
resistência ao desgaste, os mesmos 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.
Fiore et al [29], realizaram estudos numa série de ligas de ferro fundido
de alto cromo, contendo de 10% a 40% em fração volumétrica de carbetos de
cromo tipo M
7
C
3
. Estas ligas foram submetidas a ensaios de desgaste abrasivo
em roda de borracha, com utilização de areia (Si0
2
) semi-arredondada e
alumina (Al
2
0
3
) AFS 50-70 como abrasivos.
49
José Marcondes Oliveira Machado
Os ensaios com areia mostraram uma perda de massa mínima,
correspondente a uma resistência à abrasão máxima, para frações
volumétricas intermediárias, que corresponde à liga de composição eutética.
Para ambos os abrasivos, a resistência ao desgaste aumentou com a fração
volumétrica de carbetos nas ligas hipoeutéticas. Para o abrasivo areia, a
resistência ao desgaste diminuiu com o aumento da fração volumétrica de
carbetos no intervalo de composição hipereutética devido ao afloramento e
trincamento dos carbetos M
7
C
3
. Nesse estudo foi observado que as partículas
abrasivas de alumina (Al
2
0
3
) possuem uma dureza comparáveis a dos
carbetos, enquanto que a dureza da areia é bem menor que a dos carbetos,
Fiore et all [29].
Esta tendência do aumento da resistência ao desgaste com a fração
volumétrica dos carbetos, que foi observada por Fiore et all. [29] para ligas
hipoeutéticas, é explicada quando se verifica a proteção que esses carbetos
oferecem à matriz. Estudos utilizando ligas hipoeutéticas desgastadas por
quartzo mostraram que a matriz de austenita é preferencialmente removida em
relação aos carbetos eutéticos M
7
C
3
duros que sobressaem em relevo.
Os carbetos são os fatores que controlam a taxa de desgaste das ligas
hipoeutéticas, pois a remoção da austenita é impedida pelos pequenos
espaços entre os carbetos. O espaçamento entre essas partículas é de
aproximadamente 50µm, enquanto as partículas de quartzo têm
aproximadamente 250µm de diâmetro. As partículas abrasivas não podem
50
José Marcondes Oliveira Machado
efetivamente penetrar na matriz devido ao espaço fechado da região eutética
que contém os carbetos.
Quando se aumenta o teor de Cr e C, o resultado é que não somente
aumenta a fração volumétrica dos carbetos, mas a largura dos braços dos
dendritas de austenita diminui. A austenita é protegida das partículas abrasivas
pelo aumento da fração volumétrica dos carbetos. A resistência ao desgaste
das ligas hipoeutéticas é, então, aumentada quando C e Cr são adicionados.
As ligas eutéticas agem da mesma maneira que as ligas hipoeutéticas,
mas muitos dos carbetos primários trincam e grandes partes deles são
desagregados, deixando a matriz mais exposta e aumentando a taxa de
desgaste. Portanto, carbetos muito grande não aumentam a resistência ao
desgaste das ligas, embora se observe que resistem melhor à abrasão que a
matriz até o ponto em que sofrem trincamento, [29].
Kotecki e Ogborn [30] demonstraram que é a microestrutura e não a
dureza, o principal fator na determinação da resistência à abrasão a baixas
tensões em ligas de revestimento a base de ferro. Dias & Gomes [31], após
desenvolverem um estudo sobre a resistência ao desgaste abrasivo à baixa
tensão de revestimentos duros, concluíram que a dureza não afetou a
resistência à abrasão das amostras tanto quanto a microestrutura mostrou ser
um fator determinante nesses resultados de desgaste abrasivo.
51
José Marcondes Oliveira Machado
2.3.5 - Tipos de Ligas de Revestimento para Soldagem
São vários os tipos de metais de adição empregados em revestimentos
duros para soldagem, porém, há pouco consenso sobre norma ou classificação
envolvendo a maioria das ligas empregadas.
As normas AWS A5. 13-80 e AWS A5.21-80, classificam os metais de
adição baseando-se na composição química do metal depositado, não levando
em conta sua diluição. Rubens Ribeiro [32], citando Spencer et all; coloca que
o mesmo desenvolveu uma classificação baseada na composição química
onde os tipos de ligas ferrosas são divididos em cinco classes, Monteiro &
Cunha [18].
Ligas a base de CrNi - indicadas para aplicações de reconstrução,
uniões dissimilares e "cladding".
Ligas a base de Fe com NiMo - indicadas para uniões de aços de baixa
e média liga.
Ligas do tipo aço ferramenta - são empregadas como proteção
antidesgaste de aços ferramentas que trabalham a frio e quente. As
durezas dos depósitos variam entre 40 a 60 HRc, podendo estes ser
tratados termicamente.
Ligas do tipo FeCrC - empregadas em serviços onde se necessita
resistência à alta abrasão, choque e pressão. Os depósitos atingem
durezas de até 63 HRc em um único passe de solda.
52
José Marcondes Oliveira Machado
Ligas do tipo CCrCo - são indicadas para proteção antidesgaste contra
corrosão, oxidação a quente, altas temperaturas e ciclagem térmica.
Suas durezas encontram-se entre 35 a 48 HRc.
Os elementos de liga que ficam em solução sólida, produzindo outros
efeitos além do endurecimento estão listados na Tabela 8, que resume os
principais elementos e seus efeitos, SULLIVAN; DONACHIE; MORRAL [33].
Tabela 8 - Principais elementos de liga e seus efeitos
Elemento
Efeitos
Cromo
Endurecedor de solução sólida
Aumenta a resistência à oxidação
Aumenta a resistência à corrosão a quente
Promove a formação de carbetos M
7
C
3
e M
25
C
6
Molibdênio
Endurecedor de solução sólida
Promove a formação de carbetos M
5
C
Promove a formação do composto intermetálico Co
3
M
Tungstênio
Endurecedor de solução sólida
Promove a formação de carbetos MC e M
6
C
Promove a formação do composto intermetálico Co
3
M
Tântalo
Endurecedor de solução sólida
Promove a formação de composto intermetálico Co
3
M
Promove a formação de carbetos MC e M
6
C
Nióbio
Endurecedor de solução sólida
Promove a formação do composto intermetálico Co
3
M
53
José Marcondes Oliveira Machado
Promove a formação de carbetos MC e M
6
C
Alumínio
Aumenta a resistência á oxidação
Promove a formação do composto intermetálico CoAl
Titânio
Promove a formação do composto intermetálico Co
3
Ti
Promove a formação do composto intermetálico Ni
3
T, quando há
adição suficiente de níquel
Promove a formação do carbeto MC
Níquel
Estabiliza a estrutura CFC
Promove a formação do composto intermetálico Ni
3
T
Boro
Aumenta a resistência reduzindo o tamanho do grão
Formação de precipitados
Zircônio
Aumenta a resistência reduzindo o tamanho de grão
Formação de precipitados
Formação de carbetos tipo MC
Carbono
Formação de carbetos tipo MC, M
6
C, M
7
C
3,
M
23
C
6
Ytrium
Aumenta a resistência à oxidação
Lantânio
Aumenta a resistência à oxidação
Fonte: (SULLIVAN, C. P.; DONACHIE, M.J.J; et all, 1970) – Cobalt based
superalloys [33].
2.3.5.1 - Seleção de Ligas de Revestimentos
A natureza do processo de desgaste é o determinante na seleção de
uma liga de revestimento. Este pode encontrar-se numa ampla faixa, que vai
desde uma simples condição de desgaste à baixa tensão até uma situação
54
José Marcondes Oliveira Machado
muito complexa que envolve abrasão combinada com corrosão e alta
temperatura. Portanto, há dificuldade para simular a situação real no
laboratório. O aspecto inicial a ter em conta é o tipo de desgaste, método de
aplicação e custo.
As ligas de revestimento podem ser classificadas, dividindo-se em 4 grupos:
1º grupo - Ligas à base de ferro que contém menos de 20% de adição de
elementos de ligas.
2º grupo - Ligas à base de ferro que contém mais de 20% de adição de
elementos de ligas.
As ligas a base de ferro constituem-se no grupo mais popular,
principalmente pelo custo relativamente baixo e facilidade de aplicação, por
exemplo:
Os aços ao carbono contendo 0,5%C, podem ser revestidos por
soldagem ao arco elétrico, obtendo um revestimento com dureza de
cerca de 21,2 HRc. Sua resistência à abrasão é considerada baixa e
sua principal aplicação se dá em reconstrução de peças fundidas de
composição similar.
Ligas de aço Martensítico, amplamente utilizadas em revestimentos,
devido ao baixo custo e diversidade de propriedades tais como:
resistência ao calor e à corrosão. Suas aplicações típicas são em
equipamentos de agricultura e terraplanagem, máquinas de
escavações, pontes de ferrovia, munhões de cilindros, rodas de pontes
55
José Marcondes Oliveira Machado
rolantes, etc.
Os Aços Rápidos são por definição aços ferramentas que podem ser
usados para usinar metais em altas velocidades e elevadas
temperaturas (500-600°C) sem sofrer amolecimento. Essas ligas são
usadas em ferramentas de corte, matrizes para trabalho a quentes e
outros componentes que requerem resistência ao desgaste em
temperaturas elevadas.
Os aços austeníticos ao manganês apresentam uma estrutura
austenítica que é mole (200 HV), mas, a qual endurece em serviço
(para cerca de 600 HV), sob condições de impacto. São utilizados em
revestimentos de britadores, pontes e cruzamentos de ferrovias,
equipamentos de escavação de solos rochosos e em condições de
serviço onde ocorrem impactos.
Os aços austeníticos ao cromo e manganês, são usados em aplicações
similares aos dos aços austeníticos ao manganês, mas com a vantagem
de ter uma maior resistência à abrasão, devido ao maior teor de cromo,
o que provoca maiores quantidades de carbetos.
As ligas de ferro fundidas austenítica e martensíticas de alto cromo,
contém cerca de 30% de Cr e a microestrutura consiste de carbetos de
cromo. Estas ligas estão disponíveis na forma de varetas fundidas ou
em tubos de aços extrudados contendo partículas de carbonetos no
interior do arame. Essas ligas são aplicadas em equipamentos agrícolas
e de mineração
56
José Marcondes Oliveira Machado
3º grupo - Ligas não ferrosa: são subdivididas em:
Ligas à base de níquel
Ligas a base de níquel - são usadas quando a abrasão está combinada
em condições de corrosão, podem ser usadas ainda em aplicações de
alta temperatura e desgaste.
Ligas à base de cobalto - são muito usadas onde existe combinação de
desgaste abrasivo, corrosão e altas temperaturas, sendo com isso
amplamente aplicada onde ocorre contato metal-metal, e em válvulas
sujeitas a impactos em elevadas temperaturas, como válvulas de
combustão interna para motores de veículos e aeronaves e matrizes e
guilhotinas para trabalhos a quente.
4º Grupo - Ligas à base de carbetos de vanádio e tungstênio - são usadas em
condições extremamente abrasivas ou onde é necessário corte de materiais.
Normalmente, antes de proceder à escolha de um metal de adição para
uma determinada aplicação, devem-se adotar procedimentos a serem
seguidos para evitar seleções de metais de adição que não atendam ao tipo de
aplicação necessário. Vários autores, entre esses, Monteiro e Cunha, [18],
descrevem procedimentos que irão auxiliar na escolha correta do metal de
adição a ser aplicado em determinado serviço, entre os quais se destacam:
Identificar o material base antes de proceder ao reparo ou recuperação,
quando possível.
Identificar o sistema tribológico que age sobre a peça e verificar se
57
José Marcondes Oliveira Machado
existe ou não fatores que acelerem o desgaste.
Observar as condições superficiais e verificar a existência de trincas,
áreas desgastadas e revestimento anterior. Verificar se a peça
necessita reconstituição anterior ao revestimento duro.
Escolher a liga mais adequada, não esquecendo a compatibilidade
metalúrgica entre o metal base e o metal de adição. Em certos casos é
interessante utilizar outra liga para preparar a superfície da peça que irá
receber o revestimento.
Selecionar o processo de soldagem mais adequado para a aplicação do
revestimento.
Estabelecer um procedimento de soldagem que garanta as
características desejadas do metal de adição escolhido.
Realizar ensaios experimentais, principalmente em aplicações críticas.
No caso de existirem várias opções de metais de adição ou processos
para determinada aplicação, o critério de seleção passa a ser regido
pelo fator econômico. Deve-se ponderar sobre materiais ou processos
mais caros, porém, que aumentem a vida útil dos componentes versus
materiais ou processos mais baratos, porém, que apresentem vida útil
menor do componente.
Os tipos de revestimentos mais aplicados em soldagem podem ser
classificados em:
Endurecimento superficial;
Resistentes à corrosão;
58
José Marcondes Oliveira Machado
Resistentes ao desgaste e/ou impacto;
Para recuperação ou reparos de manutenção.
59
José Marcondes Oliveira Machado
Capítulo 3
Materiais e Métodos
60
José Marcondes Oliveira Machado
3 – MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 Fluxograma do Desenvolvimento Experimental
Figura 17 - Fluxograma do desenvolvimento experimental
Soldagem dos Corpos-de-prova
Usinas 01, 02 e 03 LabSol – CEFET-PI
Usinagem e Preparação dos Corpos-de-prova
Caracterização Microestrutural Propriedades Mecânicas
Microscopia ótica
Ensaio de Dureza (HRc)
Ensaio de Microdureza (HV)
Ensaio de desgaste
Análise dos Resultados
Dissertação de Mestrado
Soldagem dos Corpos-de-prova
Usinas 01, 02 e 03 LabSol – CEFET-PI
Usinagem e Preparação dos Corpos-de-prova
Caracterização Microestrutural Propriedades Mecânicas
Microscopia ótica
Ensaio de Dureza (HRc)
Ensaio de Microdureza (HV)
Ensaio de desgaste
Análise dos Resultados
Dissertação de Mestrado
61
José Marcondes Oliveira Machado
3.2 - Metal de Base
O metal de base utilizado para a soldagem dos revestimentos nas três
usinas e no laboratório foi o aço ABNT 1015, com as seguintes dimensões:
comprimento = 390 mm; largura = 160 mm; espessura = 2‖. Nas Tabelas 09 e
10 são apresentadas à composição química e as propriedades mecânicas
nominais deste aço.
Tabela 09 – Composição química do metal de base
Composição Química (% de peso)
P
S
Bo
Cu
C
Mn
0,030
0,050
0,00175
0,20
0,205
0,45
Tabela 10 – Propriedades mecânicas nominais do metal de base
PROPRIEDADES MECANICA
Resistência a Tração (MPa)
440
Limite de Escoamento (MPa)
345
Dureza Brinell (HB)
131
3.3 - Metal de Adição
a) Na USINA 01 foram utilizados dois eletrodos, como mostra a Tabela 11.
62
José Marcondes Oliveira Machado
Tabela 11 - Analise química do metal depositado (em %)
Metal de
Solda
Composição química (%)
XDH 4444
C
Cr
Si
Mn
Fe
Dureza
3,00
25,00
2,00
1,15
Resto
60HRc
XDH 6710
C
Cr
Si
Mn
Fe
Dureza
5,30
42,00
1,25
0,85
Resto
62HRc
b) Na Usina 02 foram utilizados dois eletrodos, como mostra a Tabela 12:
Tabela 12 - Analise química do metal depositado (em %)
Metal de
Solda
Composição química (%)
UTP 670
C
Cr
Si
Mn
Fe
Dureza
0,4
9,5
1,0
1,0
Resto
58HRc
UTP 713 S
C
Cr
Si
Mo
Nb
W
Fe
Dureza
3,2
16,0
2,0
6,0
8,0
2,2
Resto
62HRc
c) Na Usina 03 foram utilizados dois eletrodos, como mostra a Tabela 13.
Tabela 13 - Analise química do metal depositado (em %)
Metal de
Solda
Composição química (%)
E7018
C
Cr
Si
Mn
Fe
Dureza
(HRc)
0,07
-
0,5
1,0
Resto
28
63
José Marcondes Oliveira Machado
UTP SP14
C
Cr
Si
Mn
Fe
57
4,5
32,0
3,0
-
Resto
d) Como consumível de soldagem de referência (LabSol-CEFET-PI) foi
utilizado o eletrodo revestido do tipo (Fe-Cr-C), denominados comercialmente
por UTP 713-S da Böhler Thyssen, com 4,0 mm de diâmetro, como mostra a
Tabela 14 nas 1ª e 2ª camadas.
Tabela 14 - Analise química do metal depositado (em %)
Metal de
Solda
Composição química (%)
UTP 713 S
C
Cr
Si
Mo
Nb
W
Fe
Dureza
3,2
16,0
2,0
6,0
8,0
2,2
Resto
62HRc
3.4 Areia
O material abrasivo utilizado foi à sílica AFS (American Foundry Society)
40/60, denominada comercialmente por areia de quartzosa industrial, fornecida
pela Sand J.L. – Comercio de Minério LTDA, São Carlos-SP. Esta areia foi
submetida ao sistema de peneiramento de modo a adequar a sua
granulometria às dimensões especificadas pela norma ASTM G65-91 [34], que
estabelece uma porcentagem de 5% de máxima retenção na peneira de 50
mesh e 95% de mínimo na peneira de 70 mesh.
64
José Marcondes Oliveira Machado
3.5 – EQUIPAMENTOS
3.5.1- Fonte de Energia
A fonte de energia empregada para o processo de soldagem nas Usinas
Itajubara e a COMVAP foi uma fonte Retificadora do tipo corrente constante,
modelo TRR 2600 SG, da Bambozzi, com corrente máxima de 430 A – 300 @
60%.
Na Usina Santo Antonio, foi utilizada para o processo de soldagem uma
fonte Retificadora com variação de corrente por núcleo móvel, modelo GSX
425 Itaipu, da Castolin Eutectic, faixa de corrente 45 a 425A – 230 @ 100%.
Para confecção das amostras no laboratório foi utilizado um
transformador de solda de fabricação bambozzi, modelo TDC 460 E, com as
seguintes características técnicas: Corrente máxima de solda de 430 A,
trifásico com tensão de alimentação de 380 V, potência nominal de 20,8 kVA,
freqüência de 50/60 Hz e características de soldagem DC.
3.5.2 - Equipamento para Ensaio de Desgaste - Abrasômetro
Para os ensaios de desgaste à baixa tensão foi utilizado o equipamento
de roda de borracha do laboratório de Soldagem da Universidade Federal de
São Carlos - UFSCar, construído segundo a norma ASIM G 65-91, como
mostra a Figura 18.
65
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 18 – Abrasômetro – Roda de Borracha
O anel de borracha é de clorobutil com diâmetro externo inicial de 228,6
mm e espessura de 12,7 mm, com dureza variando entre 59-60 shore A. A
excentricidade do anel não deve exceder a tolerância de 0,05mm. Com este
diâmetro especificado, e para um número total de 6000 rotações, o
comprimento linear de realização de ensaio é de 4.309m. À medida que a roda
se desgasta, deve-se ajustar a perda de volume (PV) como prevê a norma. O
fluxo de areia permitido é de 300 g/min a 400g /min, que escoar pelo bocal de
alimentação de maneira regular e de forma contínua.
O abrasômetro é constituído de um sistema digital para a contagem do
número de voltas, alarme para assegurar os limites mínimo e máximo de
rotações por minuto e desligamento automático ao completar 6000 rpm,
garantindo as mesmas condições de ensaios para todas as amostras.
66
José Marcondes Oliveira Machado
3.5.3 - Sistema de Peneiramento da Areia
O sistema empregado para o peneiramento da areia foi desenvolvido e
construído no próprio laboratório de soldagem da UFSCar. Consiste de duas
peneiras superpostas, com malhas de números 50 e 70 mesh segundo a AFS,
fixadas em uma estrutura de aço que sofre movimento vibratório promovido por
um motor de ½ H.P., em cujo eixo está afixada uma peça assimétrica para
provocar um efeito excêntrico na rotação e conseqüente vibração, como mostra
a Figura 19.
Figura 19 – Sistema de peneiramento
67
José Marcondes Oliveira Machado
3.5.4 - Corte, Usinagem e Pesagem dos Corpos-de-Prova
Os corpos-de-prova foram cortados na retífica planas tangencial do
fabricante MELLO, com refrigeração a solução água-óleo utilizando um disco
de corte em oxido de alumínio grão 80 confeccionado com liga especial para
corte de materiais extra duros. Dimensões 250x2x32 com reforço em tela
central de alta rotação (6.000 rpm), como mostra Figura 20.
Figura 20 – Retífica plana tangencial com adaptação para corte das
amostras com revestimento duro
Os corpos-de-prova menores foram cortados em uma máquina de corte
tipo cut - off, com refrigeração à água, utilizando-se disco abrasivo de alta
rotação, como mostra a Figura 21.
68
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 21 – Máquina Cut – off de bancada para corte dos corpos-de-
prova de menor dimensão.
Os corpos-de-prova foram pesados na balança de precisão digital marca
MARTE – modelo AS 2000C, com sensibilidade de leitura 0,01 g e capacidade
máxima de 2000 g e mínima 0,5 g.
3.5.5 - Análise de Dureza e Metalografia
Estas medidas foram realizadas com durômetro marca SÜSSEN
WOLPERT Tipo TESTOR HT1 em escala Rockweel C, com carga de 150kgf,
como mostra a Figura 22.
69
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 22 - Durômetro
3.5.6 - Caracterização Microestrutural
Os trabalhos de microscopia ótica foram realizados nos Laboratórios de
Metalografia do CEFTPI e do LabPlasma da UFRN.
3.6 – MÉTODOS
A fim de que os objetivos desse trabalho fossem alcançados com êxito,
fez-se necessário o cumprimento de uma série de etapas, a saber: 1º
Planejamento experimental: especificação das variáveis a serem estudadas
tais como: consumíveis utilizados, parâmetros de soldagem, as falhas
apresentadas, e análises microestruturais.
3.6.1 – METODOLOGIA
Como o experimento investiga a falha associada ao funcionamento dos
elementos (martelos) seguiram-se os seguintes passos:
70
José Marcondes Oliveira Machado
1- Foi feito o mapeamento dos eletrodos revestidos aplicados no
revestimento duro nas usinas investigadas e que é utilizada com objetivo
de minimizar o desgaste por abrasão a baixa tensão;
2- Foram levantados os procedimentos de soldagem por eletrodo revestido
praticados nas plantas das usinas investigadas e comparados com os
especificados pelo fabricante de consumíveis, realizados em laboratório;
3- Os corpos-de-prova usados nos ensaios foram confeccionados
conforme a ASTM G65;
4- Foram preparados corpos-de-prova no laboratório de soldagem do
CEFET-PI, aplicando-se os mesmos eletrodos de revestimento usado na
usina Itajubara, seguindo um procedimento de soldagem segundo a
norma ASME-Sec IX, isto para confrontar a eficiência do revestimento;
5- Foram preparados corpos-de-prova por Aspersão Térmica empresa
Ogramac Nordeste, situada no Distrito Industrial de Suape, em Ipojuca-
PE sob responsabilidade do Prof. Dr. Clodomiro Alves Júnior, como
sendo uma nova proposta de revestimento duro a ser aplicado nas
usinas;
6- Para avaliação da resistência ao desgaste por abrasão à baixa tensão
na soldagem de revestimento praticados nas usinas por eletrodos
revestidos nos estados do Piauí e Maranhão como também avaliar o
desempenho do revestimento por Aspersão Térmica foi utilizado à roda
de borracha segundo a norma ASTM G65 no Laboratório de Soldagem
da UFSCar com a co-orientação do Prof. Dr. Ayrton Brandim, sob
responsabilidade do Prof. Dr. Claudemiro Bolfarini;
71
José Marcondes Oliveira Machado
7- Os ensaios de Dureza foram realizados na UFSCar no Laboratório de
ensaios mecânicos, com a co-orientação do Prof. Dr. Ayrton Brandim,
sob responsabilidade do Prof. Dr. Claudemiro Bolfarini;
8- Análise, discussão dos resultados e elaboração do relatório final sob
responsabilidade do autor da referida Dissertação.
3.6.2 – REALIZAÇÕES DOS EXPERIMENTOS
3.6.2.1 - Procedimentos e Parâmetros de Soldagem praticada nas Plantas
das Usinas Investigadas
Nas usinas, COMVAP (01), SANTO ANTÔNIO (02) e ITAJUBARA (03),
os procedimentos de soldagem são exatamente os mesmos, conforme descrito
abaixo:
Procedimentos:
1. Limpeza da parte danificada com esmeriladeira manual;
2. Aplicação da solda de enchimento com cordões em vários passes,
retirando-se com martelete e escova de aço o excesso de escoria;
3. Após a primeira camada espera o resfriamento à temperatura em torno
de 80°C, sem controle da mesma;
4. Aplicação do revestimento duro, após a recuperação das dimensões
originais dos martelos com variação do numero de passes entre 02 a
03 passes. Para a realização dos experimentos laboratoriais proposto
por esse trabalho foram escolhidos os martelos com 03 passes. Nesta
operação o soldador espera o resfriamento em torno de 80°C, fazendo
72
José Marcondes Oliveira Machado
também a remoção de escoria com martelete e escova de aço a cada
passe.
Os Parâmetros de Soldagem estão descritos abaixo:
USINA 01
1. Amperagem de soldagem para o eletrodo de enchimento XDH 4444 com
diâmetro de 4,0 mm foi de 200A com tensão de aplicação 29 V tensão
de alimentação de 380 V;
2. Para o eletrodo de revestimento duro XDH 6710 com diâmetro de 4,0
mm foi de 200, com tensão de aplicação 29 V e tensão de alimentação
de 380 V.
USINA 02
1. Amperagem de soldagem para o eletrodo de enchimento E7018 com
diâmetro de 4,0 mm foi de 170A com tensão de alimentação de 380 V;
2. Para o eletrodo de revestimento duro UTP SP14 com diâmetro de 4,0
mm foi de 250A com tensão 29 V e tensão de alimentação de 380 V.
USINA 03
1. Amperagem de soldagem para o eletrodo de enchimento UTP 670 com
diâmetro de 4,0 mm foi de 200A com tensão de alimentação de 380 V;
2. Para o eletrodo de revestimento duro UTP 713 S com diâmetro de 4,0
mm foi de 250 A com tensão de aplicação de 29 V e tensão de
alimentação de 380 V.
73
José Marcondes Oliveira Machado
NO LABORATÓRIO DE SOLDAGEM
Os corpos-de-prova preparados no laboratório tiveram suas dimensões 150mmx50mmx50mm segundo a norma
ASME-IX usando-se o eletrodo UTP 713S com 4,0mm de diâmetro foi utilizado uma corrente de soldagem de 250A e tensão
de 29 V, com alimentação de 380 V. Além disso, repetiu-se uma das condições de soldagem utilizadas em todas as Usinas,
que foi a utilização do eletrodo 7018 para primeira camada para deposição do revestimento duro como mostra a Tabela 15.
Tabela 15 – Esquemas dos corpos-de-prova obtidos no laboratório de soldagem
Corpos-de-prova
obtidos pelo Processo
de Soldagem a Arco
Elétrico com Eletrodo
Revestido
Obs: Temperatura de interpasse não deverá ultrapassar a 100ºC;
Não deverá ser usado outro tipo de eletrodo, quando na confecção de
revestimentos com mais de uma camada. Utilizado para avaliar a
resistência ao desgaste.
Obs: O foi realizado para soldagem com proteção gasosa (MIG-MAG)
74
José Marcondes Oliveira Machado
Corpos-de-prova
obtidos pelo Processo
de Soldagem a Arco
Elétrico com Eletrodo
Revestido
Obs: Temperatura de interpasse não deverá ultrapassar a 100ºC;
Usar na primeira camada o arame E7018 e nas demais camadas o arame
duro. Utilizado para avaliar o efeito da primeira camada sobre a segunda
camada.
Obs: O foi realizado para soldagem com proteção gasosa (MIG-MAG)
75
José Marcondes Oliveira Machado
3.6.2.2 - Confecção dos Corpos-de-Prova
Para a retirada dos corpos-de-prova dos martelos, recuperados em
campo, seguiu-se varias etapas, como descrito abaixo:
No primeiro momento, foi adaptada na máquina retifica um mandril
especial para fixar um disco de corte com diâmetro de 250 mm e espessura de
02 mm dando condição de extrair do próprio martelo das usinas de grande
dimensão 390 mm X 160 mm X 50,8 mm. De cada usina foram extraídos 02
(dois) corpos-de-prova com dimensões de 100 mm X 25,4 mm X 10 mm. Esta
maquina tem seus movimentos operacionais automáticos por acionamento
hidráulico com refrigeração de corte a fluido especial anti-oxidante.
No segundo momento estes mesmos corpos-de-prova foram usinados
(retificados) diretamente na mesma retificadora, com rebolo abrasivo Norton A
36 QVBE, que devido à dureza dos revestimentos, impossibilitou o uso da
plaina na usinagem de acabamento das amostras.
No terceiro momento na mesma máquina, as amostras foram reduzidas
suas dimensões para (50 mm X 25,4 mm X 10 mm), ficando então 04 (quatro)
e desses foram usados 03 (três) no ensaio de desgaste abrasivo previamente
marcado com tinta adequada para facilitar a identificação.
A quarta amostra de cada usina foi cortada na máquina de corte
metalográfica na bancada do laboratório com refrigeração com fluido especial,
reduzindo suas dimensões para 25 mm X 25,4 mm X 10 mm, perfazendo um
76
José Marcondes Oliveira Machado
total de 04 (quatro) amostras uma de cada usina adequadamente marcada
usada nos ensaios metalográficos.
3.6.2.3 – Pesagem dos Corpos-de-Prova
As medidas das massas dos corpos-de-prova, antes e após o ensaio de
desgaste, para a determinação das perdas de massa, foram realizadas no
Laboratório de Cerâmica da UFSCar na balança de precisão marca MARTE –
modelo AS 2000C, com sensibilidade de leitura de 10
-3
g e capacidade máxima
de 2.000g e mínima de 0,5g. Antes foram realizadas limpezas por meio de
escovamento e pano para tirar qualquer resíduo.
3.6.2.4 – Ensaio de Desgaste Abrasivo à Baixa Tensão
A norma aplicada neste ensaio é a ASTM G65-91, no equipamento
denominado Roda de Borracha. A força exercida na roda de borracha pelo
corpo-de-prova devido ao esforço de alavanca é de 130N. A rotação do motor é
controlada pelo um potenciômetro manual, como mostra a Figura 23.
Figura 23 – Potenciômetro para controlar a rotação da roda de borracha
durante o ensaio de desgaste.
77
José Marcondes Oliveira Machado
Cada amostra foi ensaiada com 6.000 ciclos numa rotação da roda de
200+10 rpm com duração de 30 min para cada ensaio. A contagem do número
de giros foi feita com pelo contador digital, como mostra a Figura 24.
Figura 24 – Sistema automático de contagem do número de voltas, com alarme
para o número de rotações extremo estabelecidos pela norma ASTM G65-91.
A retificação da borracha quando necessário foi feita com uma lixa de
320 mesh fixada em um corpo metálico com as mesmas dimensões do corpo-
de-prova sendo colocado no porta amostra sofrendo pressão apenas do braço
da alavanca, e deixando a roda girar à baixa rotação por alguns minutos até a
completa retificação do anel de borracha. O fluxo de areia durante os ensaios
foi mantido em torno de 380g/min, vazão estabelecida pela norma ASTM G65-
91. Foram realizados dois pré-ensaios para calibrar o equipamento. O anel de
borracha foi retificado a cada ensaio, evitando assim que a região desgastada
no revestimento adquirisse uma forma trapezoidal com o controle do diâmetro
estabelecido na norma ASTM G65 91.
78
José Marcondes Oliveira Machado
3.6.2.5 – Ensaios Metalográficos
Antes dos ensaios os corpos-de-prova para tal fim que seria uma de
cada proposta, sofreram um lixamento seqüencial na face referente ao
revestimento duro com lixas 240, 320, 400 e 600 mesh e polidas com Al
2
O
3
nas
granulações de 3m e 0,05m. Após essa etapa, as amostras foram atacadas
quimicamente com os reagentes. Picral (5g de ácido pícrico+100 ml de álcool
etílico PA) e Nital a 5% (5 ml de Ácido Nítrico + 95 ml de Ácido Nítrico). O picral
serve para destacar os carbetos, enquanto o Nital serve para destacar
contornos de grãos e Fe
3
C. O objetivo desse procedimento, além de promover
uma boa analise metalográfica dos corpos-de-prova pela verificação da
microestrutura do metal depositado, metal de base, como também caracterizar
os materiais envolvidos na pesquisa.
79
José Marcondes Oliveira Machado
Capítulo 4
Resultados e Discussão
80
José Marcondes Oliveira Machado
4 - RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 – Resultados Obtidos
Os resultados conseguidos mediante a utilização da metodologia
descrita no capitulo Materiais e Métodos serão apresentados a seguir.
Inicialmente são mostrados os resultados experimentais obtidos no ensaio de
resistência ao desgaste por abrasão em amostras revestidas pelo processo de
soldagem com eletrodo revestido tipo Fe-Cr-C e posteriormente serão
mostrados os resultados de perda de volume para os ensaios realizados. Logo
a seguir serão apresentados os resultados de Dureza dos revestimentos duros,
trincas superficiais e os resultados das análises microestruturais.
4.2 – Resistência ao Desgaste
A Tabela 16 apresenta a perda de massa média (PM
M
) para os materiais
aqui investigados. Esses resultados serão convertidos em perda de volume
(mm³) para melhor comparar a resistência ao desgaste por abrasão à baixa
tensão desses materiais. Como material de referência foi utilizado o aço ABNT
1015 que apresentou a perda de volume de 56 mm
3
, visto que tal material foi
utilizado nos trabalhos de Orlando, 1997; Egberto, 2002 e Brandim, 2002.
A Norma ASTM G-65 [21] enfatiza que a perda massa deve ser utilizada
nos testes laboratoriais para comparar os materiais de densidades
equivalentes, porém a uniformidade dos resultados é conseguida pela perda de
volume, principalmente quando se envolve materiais que apresentam variações
nas suas densidades entre si. A conversão é feita pela seguinte equação:
81
José Marcondes Oliveira Machado
1000
³)/(
)(
³)( x
cmg
gPM
mmPV
Onde: PV (mm³) = Perda de volume; PM (g) = Perda de Massa e = (g/mm³)
densidade do material.
Tabela 16 – Resultado da perda de massa para os materiais em estudo.
Amostra
M
i
(g)
M
f
(g)
PM (g)
PV (mm³)
PV
Corrigida
(mm³)
Aço
Carbono
ABNT 1045
temperado
A
1
91,36
90,44
0,92
45
45
A
2
90,50
89,62
0,88
A
3
100,22
99,14
1,08
Valor médio
0,96
A
2
89,15
81,01
0,34
A
3
96,77
96,72
0,05
Valor médio
0,16
1ª Usina
A
1
103,28
103,15
0,13
19
19
A
2
101,58
101,51
0,07
A
3
102,36
102,10
0,26
Valor médio
0,15
2ª Usina
A
1
107,78
107,62
0,16
20
21
A
2
99,96
99,82
0,14
A
3
105,13
104,82
0,18
Valor médio
0,16
82
José Marcondes Oliveira Machado
3ª Usina
A
1
112,28
112,11
0,17
24
25
A
2
97,55
97,36
0,19
A
3
108,68
108,46
0,22
Valor médio
0,19
Amostras
soldadas
no
laboratório
A
1
186,51
186,38
0,13
12
12
A
2
156,47
156,40
0,07
A
3
144,22
144,14
0,08
Valor médio
0,09
A Figura 25 mostra uma comparação entre os materiais analisados
sobre a perda de volume, sem o material de referência.
Figura 25 – Gráfico da perda de volume médio e volume corrigido (mm³) dos
corpos-de-prova submetidos ao ensaio de desgaste por abrasão
83
José Marcondes Oliveira Machado
4.3 - Ensaio de Dureza
Na Tabela 18 são apresentados os resultados dos valores médios de
dureza para os revestimentos estudados. Durante as medições verificou-se
uma grande dispersão dos resultados fazendo com que realizássemos um
número maior de verificações. Tais variações ocorreram porque os carbetos
estão dispersamente distribuídos pela matriz.
Os resultados de dureza estão de acordo com os resultados da perda de
volume apresentado na Tabela 17. Para visualização geral dos resultados de
dureza apresenta-se a Figura 26.
Tabela – 17 – Resultados obtidos nos ensaios de dureza
Amostra
HRc
(150kg)
Valor médio final
Dureza HRc
Aço carbono
ABNT 1045
temperado
P
1
46
45
P
2
48
P
3
43
P
2
54
P
3
53
1ª Usina
P
1
52
51
P
2
50
P
3
51
2ª Usina
P
1
51
51
P
2
49
84
José Marcondes Oliveira Machado
P
3
55
3ª Usina
P
1
51
50
P
2
51
P
3
48
Amostras
soldadas no
laboratório
P
1
52
53
P
2
48
P
3
59
A diluição também tem influência sobre a porcentagem de carbetos
formado no revestimento conforme mostrado por Edwards et alI [35]. Tal
fenômeno reduz o teor de C e Cr nos revestimentos presentes depositados
por soldagem, conseqüentemente diminuindo a fração volumétrica dos
carbetos e, uma diluição baixa mostrou uma grande fração volumétrica de
carbetos do tipo M
3
C, em ligas a base de carbeto de titânio, carbetos estes
não encontrados para altos valores de diluição. De forma geral uma maior
diluição tem uma influência negativa na resistência ao desgaste por abrasão.
Também Costa et all [24], concluem através dos ensaios de desgaste
que existe uma forte influencia da diluição na resistência a abrasão, uma vez
que esta determina a composição química do metal depositado, como também
a fração volumétrica de carbetos e, consequentemente a microestrutura final
do revestimento.
85
José Marcondes Oliveira Machado
0
10
20
30
40
50
60
Dureza (HRc)
Aço ABNT 1045
temperado
Aspersão
térmica
1ª Usina 2ª Usina 3ª Usina Amostra
soldada em
laboratório
corpos-de-prova
Figura 26 – Comparação dos valores médios de dureza entre os materiais
estudados.
Na Figura 26 foi observado que houve uma pequena dispersão na
variação da dureza. É importante frisar que essa diferença está diretamente
relacionada com a composição química e os parâmetros de soldagem, para os
revestimentos obtidos por soldagem.
Entre os revestimentos soldados, o corpo-de-prova obtido em laboratório
teve um melhor desempenho em relação aos demais revestimentos soldados,
em função do controle dos parâmetros de soldagem e da temperatura de
interpasse, que foi em torno de 100ºC, mesmo com a deposição de apenas
duas camadas sobre o material de base. Por outro lado, os corpos-de-prova
obtidos em campo, apesar de apresentarem uma baixa perda de massa,
poderiam apresentar um desempenho melhor, visto que além da deposição de
duas camadas com eletrodos que garantem uma dureza média em torno de
60HRc, pelo fabricante. O que se pode concluir é sobre o procedimento de
soldagem que é utilizado em campo não está atendendo as necessidades de
desempenho dos martelos desfibradores utilizados nas Usinas investigadas.
86
José Marcondes Oliveira Machado
Os resultados de dureza encontrados neste trabalho coincidem
plenamente com os encontrados por Kotecki e Ogborn [30], que concluíram
que a dureza não é o melhor indicador da resistência ao desgaste, e sim a
microestrutura. Outros autores reportam resultados similares, Scotti et all [37],
afirmam que um aumento de dureza nem sempre significa um aumento da
resistência ao desgaste abrasivo. Fujimura et all [16], demonstram que com
um valor de dureza acima de 600 HV, a taxa de desgaste não aumenta
necessariamente com o valor da dureza Vickers. Considera difícil avaliar a
resistência ao desgaste somente pela dureza, e propõe a avaliação através da
análise quantitativa da microestrutura do material de revestimento.
Rebelo et all [37], concluem que se deve evitar relacionar diretamente
dureza com a resistência a abrasão, já que os ensaios de dureza
convencionais são quase estáticos, e diferentes das condições onde a
superfície metálica é atingida por partículas abrasivas em velocidades
relativamente elevadas.
O resultado de dureza do corpo-de-prova revestida por aspersão
térmica, 55HRc, mostra em relação às executadas por soldagem um aumento
não significativo, visto que a expectativa, segundo o fabricante era de atingir
uma faixa de dureza entre 60 a 70HRc.
Por outro lado, essa dureza, para o corpo-de-prova aspergido
termicamente foi significativo, em relação ao desempenho quanto a resistência
ao desgaste à baixa tensão, inicialmente por causa da pouca espessura de
camada que essa técnica deposita, em torno de 0,75 mm, e devido ao ensaio
87
José Marcondes Oliveira Machado
realizado que seguiu o Procedimento A, ao invés do Procedimento C, onde o
tempo de permanência durante o ensaio é menor. Portanto, justificando o seu
excelente desempenho frente aos revestimentos duros obtidos por soldagem.
No caso dos corpos-de-prova revestidos pelo processo de soldagem,
ocorreu o comportamento esperado tanto em relação aos materiais de
referência, porém baixo desempenho em relação aos revestimentos aspergido
termicamente. A principal influência do desempenho desses revestimentos
duros se deve principalmente ao efeito do nível da diluição que é influenciado
pelos parâmetros de soldagem.
4.4 Análise Microestrutural
A análise microestrutural foi realizada independente para cada amostra
investigada, razão pela quais os resultados serão apresentados
separadamente, como mostra a Figura 27. Desses observa-se que todos os
cordões de solda da ultima camada dos corpos-de-prova estão nas regiões
hipoeutética, eutética e hipereutética com a presença dos carbetos complexos
do tipo M
7
C
3
.
88
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 27 – Diagrama de equilíbrio de fases do sistema Fe-Cr-C
4.4.1 Microestrutura do Revestimento depositado na Usina 01
O corpo-de-prova obtido com o eletrodo XDH 6710 com duas camadas,
como mostram as Figuras 28 e 29. Pode-se observar dessas que o deposito
apresenta uma microestrutura hipereutética, devido à presença das dendritas
de austenita primária em matriz eutética mais a presença de carbetos de
cromo entre os espaços das dendritas.
Nessas micrografias podem-se notar diferenças significativas quanto ao
espaço ocupado pelo eutético em relação às dendritas. Isso justifica o seu
desempenho quanto à resistência ao desgaste por abrasão à baixa tensão.
É interessante destacar que pelos teores de Carbono em torno de 5,3%
e de Cromo em torno de 42% a expectativa era da obtenção massiva de
carbetos de cromo do tipo M
7
C
3
. Outro fator importante a ser enfatizado e que,
mesmo o eletrodo ter sido depositado na segunda camada, não houve o efeito
89
José Marcondes Oliveira Machado
danoso da diluição, visto o tipo de eletrodo que foi utilizado na primeira
camada possuir elevado teor de Carbono, em torno de 3% e Cromo em torno
de 25%, não impactando tanto na característica da segunda camada. Pode-se
afirmar que o procedimento utilizado na planta industrial não seguiu o
recomendado pelo fabricante durante deposição desses eletrodos.
Figura 28 – Microestrutura do metal deposita utilizada na USINA 01. Eletrodo
XDH 6710. 200X. Ataque colorido.
Na Figura 35 pode-se observar a presença significativa da apresenta do
eutético mais carbetos de cromo do tipo M
7
C
3
, áreas claras, em relação as
dendritas, áreas escuras.
90
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 29 – Microestrutura do metal deposita utilizada na USINA 01. Eletrodo
XDH 6710. 500X. Ataque colorido.
4.4.2 Microestrutura corpo-de-prova obtido da Usina 02
Para obtenção do corpo-de-prova da Usina 02 foram realizados duas
deposições de camadas uma com o eletrodo UTP 670 com 04 mm de
diâmetro, para reconstrução e o eletrodo UTP 713 S com 04 mm de diâmetro,
para revestimentos duros, que além do C e do Cr apresenta outros elementos
de liga como: Nb, Mo e W.
As micrografias apresentadas nas Figuras 30 e 31 apresentam uma
microestrutura praticamente eutética mais carbetos de cromo o que justifica o
seu bom desempenho quanto à resistência ao desgaste por abrasão a baixa
tensão.
91
José Marcondes Oliveira Machado
O desempenho desse corpo-de-prova quanto à resistência ao desgaste
por abrasão à baixa tensão poderia ter sido melhor, como o da amostra
anterior, visto que além da presença de C, em torno de 3,2%, há Mo, em torno
de 6%, Nb, em torno de 8,0% e W, em torno de 2,2% apesar do teor de Cr ser
baixo, em torno de 16%. Isso também nos leva a concluir que o procedimento
de soldagem não foi seguido conforme recomendado pelo fabricante durante
deposição desses eletrodos.
Figura 30 – Microestrutura do metal deposita utilizada na USINA 02. Eletrodo
UTP 713 S. 200X. Ataque colorido
92
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 31 – Microestrutura do metal deposita utilizado na USINA 02. Eletrodo
UTP 713 S. 500X. Ataque colorido.
4.4.3 Microestrutura corpo-de-prova obtido da Usina 03
Na usina 03 foram utilizados dois eletrodos, o eletrodo E7018 para
reconstrução com revestimento tipo básico, com pó de ferro, indicado para
soldar aços de construção, aços para caldeiras, tubos, aços de granulação fina
e aços com teor de Carbono até 0,60% e o eletrodo UTP SP14 para obtenção
do revestimento duro, camada estudada.
Nas Figuras 32 e 33 pode-se observar uma estrutura hipereutética,
formada pelas dendritas e eutético em maior quantidade, onde estão inseridos
os carbetos de cromo do tipo M
7
C
3
. Tal combinação garantiu a sua boa
93
José Marcondes Oliveira Machado
performance quando submetida ao ensaio de desgaste pro abrasão a baixa
tensão.
E importante destacar que tal eletrodo apresenta um teor de Carbono
em torno de 4,5% e de Cromo em torno de 32%, portanto, era de se esperar a
presença massiva de carbetos de cromo do tipo M
7
C
3
, porém, o que foi
observado pelas micrografias é a presença do eutético mais dendritas, em
menor quantidade. O que se pode argumentar sobre esse resultado:
1º. A influência da composição química do eletrodo utilizado na 1ª
camada, que foi o E7018, totalmente diferente da 2ª camada. O mesmo
apresenta um teor de Carbono muito baixo, em torno de 0,07% e nenhum
elemento de liga.
2º. O efeito do aporte térmico utilizado durante a soldagem
intensificando o efeito da diluição da 2ª camada sobre a 1ª camada. Isso está
de acordo com Frost et all, que afirmam que o efeito do aporte térmico maior
produz microestruturas mais grosseiras. Neste caso, as dendritas de austenita
primária cresceram, em relação ao eutético e aos carbetos.
94
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 32 – Microestrutura do metal deposita utilizada na USINA 03. Eletrodo
UTP 713 S. 500X. Ataque colorido
.
Figura 33 – Microestrutura do metal deposita utilizada na USINA 03. Eletrodo
UTP 713 S. 500X. Ataque colorido.
95
José Marcondes Oliveira Machado
4.4.4 Microestrutura corpo-de-prova obtido no Laboratório de
Soldagem
O corpo-de-prova obtido com o eletrodo UTP 713 S com duas camadas,
como mostram as Figuras 34, 35 e 36. Pode-se observar dessas que o
deposito apresenta uma microestrutura praticamente hipereutética com grande
quantidade de carbetos de cromo do tipo M
7
C
3
o que justifica o seu bom
excelente desempenho quanto à resistência ao desgaste por abrasão a baixa
tensão, bem como a sua elevada dureza.
Figura 34 – Microestrutura do metal deposita utilizada no Laboratório de
soldagem. Eletrodo UTP 713 S. 100X. Ataque colorido.
96
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 35 – Microestrutura do metal deposita utilizada no Laboratório de
soldagem. Eletrodo UTP 713 S. 200X. Ataque colorido
Figura 36 – Microestrutura do metal deposita utilizada no Laboratório de
soldagem. Eletrodo UTP 713 S. 500X. Ataque colorido.
97
José Marcondes Oliveira Machado
4.4.5 Microestrutura corpo-de-prova obtido no Laboratório de Soldagem
simulando as condições de deposições das camadas nas Usinas.
A intenção da simulação das condições de soldagem nas Usinas foi de
realmente inferir sobre a maneira não adequada que realizada nas mesmas.
Nas Figuras 37 a 42 pode-se observar a formação intensa de dendritas mais
eutético. Pode-se observar a formação discreta de carbetos de cromo,
principalmente nos revestimentos obtidos pela deposição por eletrodo revestido
onde a energia de soldagem ou aporte térmico é mais intensa do que a
deposição por Soldagem MIG-MAG. Tal afirmação é coerente visto que Frost et
all [38] afirmaram que o efeito de um aporte térmico mais intenso propicia a
formação de microestruturas mais grosseiras, como as dendritas de austenita
primária.
Figura 37 – Microestrutura da camada de metal duro, Eletrodo UTP 713 S
depositado sobre camada obtida pelo eletrodo E7018.. 100X. Picral.
98
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 38 – Microestrutura da camada de metal duro, Eletrodo UTP 713 S
depositado sobre camada obtida pelo eletrodo E7018. 200X. Picral.
Figura 39 – Microestrutura da camada de metal duro, Eletrodo UTP 713 S
depositado sobre camada obtida pelo eletrodo E7018. 400X. Picral.
99
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 40 – Microestrutura da camada de metal duro, Arame depositado sobre
camada obtida pelo eletrodo E7018. 100X. Picral.
Figura 41 – Microestrutura da camada de metal duro, Arame depositado sobre
camada obtida pelo eletrodo E7018. 200X. Picral.
100
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 42 – Microestrutura da camada de metal duro, Arame depositado sobre
camada obtida pelo eletrodo E7018. 400X. Picral.
A formação desse tipo de microestrutura apresenta um baixo
desempenho quanto à resistência ao desgaste por abrasão a baixa tensão.
Isso porque a matriz de austenita é preferencialmente removida em relação aos
carbetos eutéticos M
7
C
3
duros que se sobressaem em relevo, visto ao
desgaste da austenita e terminam se destacando da matriz.
A formação dessas dendritas nos casos acima se deve a utilização
inadequada do Eletrodo E7018 como camada intermediãria para recebimento
da deposição da camada dura. A diferença entre as composições química dos
eletrodos, bem como do arame – eletrodo promoveu um efeito mais intenso na
diluição.
A diluição influencia na porcentagem dos carbetos formados no
revestimento duro como mostrado por Edwards et all [5]. A diluição entre o
metal dissimilar depositado reduz sensivelmente os teores de carbono e cromo
101
José Marcondes Oliveira Machado
da camada dura depositada e conseqüentemente na fração volumétrica desses
carbetos. Essas afirmações estão fundamentadas em Costa et all [24] que
concluíram através de ensaios de desgastes por abrasão que existem uma
forte influencia da diluição na resistência à abrasão, uma vez que esta
determina a composição química do revestimento, e conseqüentemente, a
fração volumétrica dos carbetos respondendo pela baixa resistência ao
desgaste.
Nas Figuras 43 a 53 pode-se observar a formação intensa de
microestruturas variando de eutéticas a hipereutéticas com intensa formação
de carbetos complexos de cromo do tipo M
7
C
3
. Isso deve principalmente pela
similaridade de composição química entre os eletrodos e arames utilizados
para deposição das 2ª e 3ª camadas de material duro.
Nessas amostras pode-se observar a intensa formação de carbetos
complexos do tipo M
7
C
3
, pois apresenta a sua forma característica, hexagonal
e grosseiro. Vale ressaltar que nas Figuras 51, 52 e 53, esses carbetos
apresentam uma forma diferente, pois se apresentam na forma alongada. Isto
se deve porque foram formados na região lateral dos cordões de soldas, onde
sofrem o efeito do reaquecimento no momento da sobreposição das camadas
posteriores.
102
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 43 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do Eletrodo UTP
713 S. 100X. Picral.
Figura 44 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do Eletrodo UTP
713 S. 200X. Picral
103
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 45 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido do Eletrodo UTP
713 S. 400X. Picral
Figura 46 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido pelo arame
duro. 100X. Picral
104
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 47 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido pelo arame
duro. 200X. Picral
Figura 48 – Microestrutura da 2ª camada de metal duro obtido pelo arame
duro. 400X. Picral
105
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 49 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do Eletrodo UTP
713 S. 100X. Picral
Figura 50 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do Eletrodo UTP
713 S. 200X. Picral.
106
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 51 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido do Eletrodo UTP
713 S. 400X. Picral.
Figura 52 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido pelo arame duro.
200X. Picral.
107
José Marcondes Oliveira Machado
Figura 53 – Microestrutura da 3ª camada de metal duro obtido pelo arame duro.
400X. Picral.
108
José Marcondes Oliveira Machado
Capítulo 5
Conclusões e Sugestões
109
José Marcondes Oliveira Machado
5 – CONCLUSÕES
De acordo com os resultados obtidos pode-se concluir o seguinte:
O efeito da diluição na soldagem de metais dissimilares provoca
significativas modificações nas microestruturas principalmente na deposição
dos revestimentos duros, como mostram as Figuras 28 a 33.
Das microestruturas obtidas, a de maior resistência à abrasão foi as que
apresentaram os carbetos primários complexos do tipo M
7
C
3
numa matriz
eutética de carbetos mais austenita retida, como mostram as Figuras 34 a 36 e
43 a 53.
Das microestruturas hipoeutéticas, isto é, que apresentam dentritas de
autenitas com eutéticos mais carbetos, Figuras 37 a 42, a fração relativa de
austenita, dentritas, e eutético foi determinada pelo aporte térmico imposto
durante o processo de soldagem. As dendritas mais grosseiras foram obtidas
pelo processo de soldagem com eletrodo revestido devido maior aporte térmico
em relação ao processo de soldagem MIG-MAG.
Nas usinas estudas estão realizando as deposições dos revestimentos
duros sobre materiais de composições químicas dissimilarem influenciando no
desempenho e produtividade dos martelos oscilantes dos desfibradores.
O melhor resultado obtido quanto à resistência ao desgaste à abrasão à
baixa tensão foi os revestimentos duros realizados no laboratório com o
110
José Marcondes Oliveira Machado
controle dos parâmetros de soldagem seguindo-se um procedimento segundo
a norma ASME.
111
José Marcondes Oliveira Machado
6 – SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS
Estudo da relação da troca de martelos dos desfibradores desgastados
por abrasão a baixa tensão com a tonelagem de cana processada;
Estudo da Relação do nível de sujeira da cana com o desgaste por
abrasão a baixa tensão dos martelos dos desfibradores
112
José Marcondes Oliveira Machado
Capítulo 7
Referências
113
José Marcondes Oliveira Machado
7 - REFERÊNCIAS
1. BRANDIM, A. S. Influência da Adição de Pó Metálico em Soldas de
Revestimentos do Tipo Fe-C-Cr Depositadas Por Arco Submerso.
Dissertação de Mestrado – PPG-CEM – UFSCar. 1998. 92p
2. DAVIS, J. R. Hardfacing, Weld Cladding and Dissimilar Metal Joinig. In:
ASM Handbook - Welding, Brazing and Soldering. 10th. ed. ASM Metals
Park: Davis and Associates- ASM International, 1993. 699–828 p
3. YAEDU, A. E. Influência do Substrato na Deposição de Stellite 1 com
Plasma de Arco Transferido. Dissertação (Mestrado) — UFPR, 2003.
4. BRANDIM, A. S. & Alcântara, N. GUEDES DE & HERNANDEZ, O. J.
SARRIA & PARANHOS, R. P. DA ROCHA – Resistência ao Desgaste por
abrasão em metal de solda do tipo Fé-C-Cr, obtidos por arco submerso. 2º
Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação – 2003
5. STANDARD practice for conducting dry sand, rbber wheel abrasion tests.
In: Annual book of ASTM standards. ASTM. V 3. Philadelphia. USA
Designação Standard G65. 231-243p. 1991. In: referência (52).
6. EYRE, T. S. - Friction and wear mechanism. In: -ABM II Seminário sobre
Materiais Resistente ao Desgaste. Uberlândia. MG. dez. 1991. 263-306p.
7. MARTINS FILHO, A - Soldagem de Revestimentos com Arame tubular.
Dissertação de Mestrado. UFSCar-DEMa. PPG. São Carlos. SP.1995
8. NOBLE, D.N. - Factors Which Affect Abrasive Wear Resistance of
Hardfacing Weld Deposits - A Review of the Literature. The Welding
Institute, 26 p. 0ut.1984.
114
José Marcondes Oliveira Machado
9. BUDINSKI, KG. - Hardfacing V - Choosing a Process. Welding Desing &
Fabrication. p.75-78, Mar. 1987.
10. DAVIS, V. H. & BOLTON, L. A. – The mechanism of wear. In: Weld,
Surfacing and Hardfacing. The Welding Institute. 1980. 88p.
11. MARINO, P.S. & PATRONE, J.1. & BORTONI, O.E. – Recargue por
Soldadura de Superficies Submetidas a Desgaste. In: - Congresso
Argentino de Soldadura. vn, T.l, p.I.l- 71, Buenos Aires, Sept.1988.
12. CLARA, M. S. – Soldagem de revestimento. In: - Modulo de Revestimento.
ABS. 1 – 124p.
13. BULLOCH, J.H & HENDERSON, J.L. - Some Considerations of Wear and
Hardfacing MateriaIs. Int.J. Pres. Ves and Piping 46. p.251-267.1991.
14. WAINER, E. & BRANDI, S. D. & MELLO, F. D. H. – Soldagem, processo e
metalurgia. In: - Revestimento duro por soldagem. Ed. Edgard. SP. –
Brasil. 1992. 335 – 354p
15. GREGOLIN, J.A.R - Desenvolvimento de Ligas Fe-C-Cr-(Nb) Resistentes
ao Desgaste. PPG - Eng. Mecânica. UNlCAMP.1990.
16. FUJIMURA, H & KAMITO, Y. & NOTOM, A & KINOSIDTA, M. -
Development of Hard Overlay Welding for High Wear Resistance,
Mitsubishi Heavy Industries Ltda, Jul1988.
17. KASSIM S. AL-RUBAIE – Equivalent hardness concept and two-body
abrasion of iron-base alloys. Wear 243 (2000)92-100
18. MONTEIRO, MP. & CUNHA, J.AR - Tecnologia de Arames tubulares com
Proteção Gasosa para Revestimento Anti-Desgaste para Aplicações em
115
José Marcondes Oliveira Machado
Usinas Sucroalcooleiras e Mineradoras. ABS - XIX ENCONTRO
NACIONAL DE TECNOLOGIA DA SOLDAGEM p.195-210, 0ut.1993.
19. INTERNATIONAL Institute of Welding Commission – I, Sub-Commission –
IC – General mechanism and terminology of degradation of surfaces. 9p.
1978.
20. S. WIROJANUPATUMP, P.H. SHIPWAY – Abrasion of mild steel in wet
and dry conditions whith the rubber and steel wheel abrasion apparatus.
Wear 239 (2000)91-101;
21. COSTA. J.F.M & PAYÃO FlLHO, J. da C. - Resistência ao Desgaste
Abrasivo de Revestimento de Ferro Fundido Branco Alta-Liga Soldado
pelo Processo Arame Tubular Autoprotegido III SEMINÁRIO BRASILEIRO
DE MATERIAIS RESISTENTES AO DESGASTE. p.181-200, 0ut.1994.
22. ASTM - "Standard practice for conducting dry sand/rubber wheel abrasion
tests". ASTM G65-91, 231-243, 1991
23. SULLIVAN, C. P.; DONACHIE, M. J. J.; MORRAL, F. R. Cobalt based
superalloys. Centre D’information du cobalt - Brussels: [s.n.], 1970.
24. HERNÁNDEZ SARRIA, O. J. - Otimização do Consumível na Solda de
Revestimento Aplicada na Indústria Sucroalcooleira. Dissertação de
Mestrado. UFSCar - DEMa. PPG. São Carlos - SP. 102p. 1997.
25. COSTA. J.F.M & PAYÃO FlLHO, J. da C. - Resistência ao Desgaste
Abrasivo de Revestimento de Ferro Fundido Branco Alta-Liga Soldado
pelo Processo Arame Tubular Autoprotegido III SEMINÁRIO BRASILEIRO
DE MATERIAIS RESISTENTES AO DESGASTE. p.181-200, 0ut.1994
116
José Marcondes Oliveira Machado
26. MANUAL Técnico de Aplicações. Eutectic + Castolin. In: - Desgaste por
Abrasão. São Paulo – SP. 1986. 197p
27. RAMALHO, JOSÉ PINTO & Jr. LUIZ GIMNES – Processo com eletrodo
revestido. Coleção Tecnologia SENAI – Soldagem p. 191-203 – Senai – S.
P. 1997.
28. SVENSSON, L. E.; GRETOF, B.; ULANDER, B.; BHADESHIA, H. K. D. H.
– Fe-Cr-C hardfacing alloys for high-temperature applications. The
Welding Institute, p.76-83, 1988.
29. PRISCO, M. - Revestimentos Protetores contra Desgaste. Soldagem de
Manutenção. ABS - ABRAMAN. p.231 – 284
30. X. MA, R. LIU, D. Y. LI – Abrasive wear behavior of D2 tool steel with
respect to load and sliding speed under dry sand/rubber weel abrasion
condition. Wear 241, 79-85, 2000.
31. PRISCO, M. - Revestimentos Protetores contra Desgaste. Soldagem de
Manutenção. ABS - ABRAMAN. p.231 - 284.
32. FlORE, N. F. & KOSEL, T. H. & FULCHER, J. K. - The Effect of Carbide
Volume Fraction on the Low Abrasian Resistance of High Cr-Mo White
Cast Irons. Wear 84, 313-325, 1983.
33. KOTECKI, D. J. & OGBORN, J. S. - Abrasion resistance of iron based
hardfàcing alloy. Welding Journal nº 8. 269-278p. August. 1995.
34. DIAS, M. F.MARTINS & GOMES, S. I. NOVAES – Avaliação da
Resistência ao Desgaste Abrasivo a Baixa Tensão de Revestimento
Soldados por Arco Submerso. 2º Congresso Brasileiro de Engenharia de
Fabricação – 2003.
117
José Marcondes Oliveira Machado
35. DIAS, M. F.MARTINS & GOMES, S. I. NOVAES – Avaliação da
Resistência ao Desgaste Abrasivo a Baixa Tensão de Revestimento
Soldados por Arco Submerso. 2º Congresso Brasileiro de Engenharia de
Fabricação – 2003.
36. RIBEIRO, R – Avaliação da Resistência ao Desgaste Abrasivo de
Revestimento Soldados do Tipo Fe-C-Cr Utilizado na Indústria
Sucroalcooleira. Dissertação de Mestrado – PPG-EM – UNESP. 2004.
118p.
37. SULLIVAN, C. P.; DONACHIE, M. J. J.; MORRAL, F. R. Cobalt based
superalloys. Centre D’information du cobalt - Brussels: [s.n.], 1970.
38. BUDINSKI, KG. - Hardfacing V - Choosing a Process. Welding Desing &
Fabrication. p.75-78, Mar. 1987
39. EDWARDS, G. R. & FROST, R. H. & LIRA, J. C. & RENSE, C. E. C. – The
Influence of Welding Process Variables on the Microstructure and
Abrasion Resistance of Chromium Carbide and Titanium Carbide
Containing Harfacing Deposits Presented at: Welding Technology 83, the
31
st
Annual Convention o the Australian Welding Institute. Sydney.
Austrlia. Out. 1983.
40. BRASIL, F. Resistência à corrosão sob tensão em tubos de aço inoxidável
AISI 304L revestidos com alumínio depositados por aspersão térmica.
Dissertação de Mestrado. Curitiba. 2003.
41. REBELLO, J.M.A & PARANHOS, P. & LARA, J.AC. & GUIMARÃES, AS. -
Resistência ao Desgaste por Abrasão, Dureza e Microestrutura de
Revestimentos Duros Depositados por Arco Submerso. ABS - XIII
118
José Marcondes Oliveira Machado
ENCONTRO NACIONAL DE TECNOLOGIA DA SOLDAGEM., p. 87 - 100,
1987.
42. FROST, H.R.; EDWARDS, G.R. e RENSE,C.E.C. The effect of open-arc
process variables on the microstructure and wear resistence of a typical
chromium – carbide – type hardfacing deposit. J. Materials for Energy
System, 5(3), 149-158, dez. 1983.
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
