1José 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 2José 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 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 ³1mRQRVDPDPSRUTXHVRPRV%RQV 6RPRV%RQVSRUTXHVRPRV$PDGRV´ 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 ± 'XUH]DGRDoRIHUUDPHQWD³' tool steel´DSyVHQVDLRGH 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 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 PHFDQLVPRDOpPGLVVRVHUmRSUHSDUDGDVDPRVWUDVGHPDWHULDLV³LQVLWX´EHP 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: ¾ Utilização de materiais de maior dureza; ¾ Melhoramento do acabamento superficial dos materiais em contato; ¾ Utilização de materiais diferentes nas superfícies em contato; ¾ 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: PVC ĺ3HUGDGHYROXPHFRUULJLGR 39ĺ3HUGDGHYROXPHGRFRUSRGHSURYD Dr ĺ'LkPHWURGDURGDDSyVXVR 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 XVDGR TXDQGR D SHUGD GH YROXPH GHVHQYROYLGD SHOR SURFHGLPHQWR ³$´ exceder a 100 mm3, 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 - (HRc 43.2), Aço Inox "17-4 PH stinless steel" - (HRc 46.5) e Aço Ferramenta "D2 tool steel " - (HRc 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 ± 'XUH]DGRDoRIHUUDPHQWD³'tool steel´DSyVHQVDLRGHGHVJDVWH sob diferentes condições ± Ma et all. 2000 [22]. Carga = 25N, V = 4m/s ± 54,65 HRc (antes do ensaio) ± 54,75 HRc (após o ensaio) Carga =150N, V = 4m/s ± 54,65 HRc (antes do ensaio) ± 55,80 HRc (após o ensaio) Carga =100N ± V =5m/s ± 54,65HRc (antes do ensaio) ± 55,70 HRc (após o ensaio) Carga =100N ± V =1m/s ± 54,65HRc (antes do ensaio) ± 54,70 HRc (após o ensaio) Foi verificado também neste estudo, que as partículas abrasivas de VtOLFD XVDGDV QR HQVDLR GH DEUDVmR GR DoR IHUUDPHQWD ³' WRRO VWHHO´, 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 (Hv) Fases Dureza (Hv) 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)7C3 1200-1600 Carvão 32 Carbetos de Mo 1500 Cal 110 Carbetos de W 2400 Coque 200 Carbetos de V 2800 Minério de ferro 470 Carbetos de Ti 3200 Sinter 770 Carbetos de Bo 3700 Corindu 1800 Carbetos de Nb 2400 Diamante 10000 Carbetos de Fe 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: ƒ 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. ƒ 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. ƒ 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. ƒ 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, CaCO3, etc. Formadores e escória e materiais fundentes Argila, talco, TiO2, CaCO3, SiO2, Fe-(Mn; O), Feldspato, asbestos, etc Estabilizadores de arco TiO2, 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 M7C3 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, M6C, M7C3 e M23C7, 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 M7C3 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 M7C3. Estas ligas foram submetidas a ensaios de desgaste abrasivo em roda de borracha, com utilização de areia (Si02) semi-arredondada e alumina (Al203) 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 M7C3. Nesse estudo foi observado que as partículas abrasivas de alumina (Al203) 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 M7C3 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 M7C3 e M25C6 Molibdênio Endurecedor de solução sólida Promove a formação de carbetos M5C Promove a formação do composto intermetálico Co3M Tungstênio Endurecedor de solução sólida Promove a formação de carbetos MC e M6C Promove a formação do composto intermetálico Co3M Tântalo Endurecedor de solução sólida Promove a formação de composto intermetálico Co3M Promove a formação de carbetos MC e M6C Nióbio Endurecedor de solução sólida Promove a formação do composto intermetálico Co3M 53 José Marcondes Oliveira Machado Promove a formação de carbetos MC e M6C Alumínio Aumenta a resistência á oxidação Promove a formação do composto intermetálico CoAl Titânio Promove a formação do composto intermetálico Co3Ti Promove a formação do composto intermetálico Ni3T, quando há adição suficiente de níquel Promove a formação do carbeto MC Níquel Estabiliza a estrutura CFC Promove a formação do composto intermetálico Ni3T 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, M6C, M7C3, M23C6 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: 9 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. 9 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. 9 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. 9 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. 9 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. 9 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: 9 Ligas à base de níquel 9 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. 9 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: 9 Identificar o material base antes de proceder ao reparo ou recuperação, quando possível. 9 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. 9 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. 9 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. 9 Selecionar o processo de soldagem mais adequado para a aplicação do revestimento. 9 Estabelecer um procedimento de soldagem que garanta as características desejadas do metal de adição escolhido. 9 Realizar ensaios experimentais, principalmente em aplicações críticas. 9 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: 9 Endurecimento superficial; 9 Resistentes à corrosão; 58 José Marcondes Oliveira Machado 9 Resistentes ao desgaste e/ou impacto; 9 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 M ic ro sc op ia ó tic a E ns ai o de D ur ez a (H R c) E ns ai o de M ic ro du re za (H V ) E ns ai o de d es ga st e Análise dos Resultados Dissertação de Mestrado M ic ro sc op ia ó tic a E ns ai o de D ur ez a (H R c) E ns ai o de M ic ro du re za (H V ) E ns ai o de d es ga st e 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 Jo sé M ar co nd es O liv ei ra M ac ha do N O L A B O R A TÓ R IO D E SO LD AG EM O s co rp os -d e- pr ov a pr ep ar ad os n o la bo ra tó rio t iv er am s ua s di m en sõ es 1 50 m m x5 0m m x5 0m m s eg un do a n or m a A S M E -IX u sa nd o- se o e le tro do U TP 7 13 S c om 4 ,0 m m d e di âm et ro fo i u til iz ad o um a co rre nt e de s ol da ge m d e 25 0A e te ns ão de 2 9 V , c om a lim en ta çã o de 3 80 V . A lé m d is so , r ep et iu -s e um a da s co nd iç õe s de s ol da ge m u til iz ad as e m to da s as U si na s, qu e fo i a u til iz aç ão d o el et ro do 7 01 8 pa ra p rim ei ra c am ad a pa ra d ep os iç ão d o re ve st im en to d ur o co m o m os tra a T ab el a 15 . Ta be la 1 5 ± E sq ue m as d os c or po s- de -p ro va o bt id os n o la bo ra tó rio d e so ld ag em C or po s- de -p ro va ob tid os p el o P ro ce ss o de S ol da ge m a A rc o E lé tri co c om E le tro do R ev es tid o O bs : T em pe ra tu ra d e in te rp as se n ão d ev er á ul tra pa ss ar a 1 00 ºC ; N ão d ev er á se r us ad o ou tro t ip o de e le tro do , qu an do n a co nf ec çã o de re ve st im en to s co m m ai s de um a ca m ad a. U til iz ad o pa ra av al ia r a re si st ên ci a ao d es ga st e. O bs : O fo i r ea liz ad o pa ra s ol da ge m c om p ro te çã o ga so sa (M IG -M A G ) 74 Jo sé M ar co nd es O liv ei ra M ac ha do C or po s- de -p ro va ob tid os p el o P ro ce ss o de S ol da ge m a A rc o E lé tri co c om E le tro do R ev es tid o O bs : T em pe ra tu ra d e in te rp as se n ão d ev er á ul tra pa ss ar a 1 00 ºC ; U sa r n a pr im ei ra c am ad a o ar am e E 70 18 e n as d em ai s ca m ad as o a ra m e du ro . U til iz ad o pa ra a va lia r o e fe ito d a pr im ei ra c am ad a so br e a se gu nd a ca m ad a. O bs : O fo i r ea liz ad o pa ra s ol da ge m c om p ro te çã o ga so sa (M IG -M A G ) 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 10-3g 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 Al2O3 nas granulações de 3Pm e 0,05Pm. 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 Fe3C. 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 (PMM) 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 mm3, 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 gPMmmPV D Onde: PV (mm³) = Perda de volume; PM (g) = Perda de Massa e D = (g/mm³) densidade do material. Tabela 16 ± Resultado da perda de massa para os materiais em estudo. Amostra Mi (g) Mf (g) PM (g) PV (mm³) PVCorrigida (mm³) Aço Carbono ABNT 1045 temperado A1 91,36 90,44 0,92 45 45 A2 90,50 89,62 0,88 A3 100,22 99,14 1,08 Valor médio 0,96 A2 89,15 81,01 0,34 A3 96,77 96,72 0,05 Valor médio 0,16 1ª Usina A1 103,28 103,15 0,13 19 19 A2 101,58 101,51 0,07 A3 102,36 102,10 0,26 Valor médio 0,15 2ª Usina A1 107,78 107,62 0,16 20 21 A2 99,96 99,82 0,14 A3 105,13 104,82 0,18 Valor médio 0,16 82 José Marcondes Oliveira Machado 3ª Usina A1 112,28 112,11 0,17 24 25 A2 97,55 97,36 0,19 A3 108,68 108,46 0,22 Valor médio 0,19 Amostras soldadas no laboratório A1 186,51 186,38 0,13 12 12 A2 156,47 156,40 0,07 A3 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 P1 46 45 P2 48 P3 43 P2 54 P3 53 1ª Usina P1 52 51 P2 50 P3 51 2ª Usina P1 51 51 P2 49 84 José Marcondes Oliveira Machado P3 55 3ª Usina P1 51 50 P2 51 P3 48 Amostras soldadas no laboratório P1 52 53 P2 48 P3 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 M3C, 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 Aço ABNT 1045 temperado Aspersão térmica 1ª Usina 2ª Usina 3ª Usina Amostra soldada em laboratório 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 M7C3. 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 M7C3. 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 M7C3, 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 M7C3. 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 M7C3, 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 M7C3 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 M7C3 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 M7C3. 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 M7C3, 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 M7C3 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 x Estudo da relação da troca de martelos dos desfibradores desgastados por abrasão a baixa tensão com a tonelagem de cana processada; x 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. 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