CT-28 Revestimentos Duros Depositados por Soldagem: O Papel dos Carbonetos sobre a Resistência ao Desgaste Abrasivo

(Hardfacing: The Role of Carbides on Abrasive Wear Resistant Coatings)

Bruno Pereira Navarro Macedo1, Lucas Aziz Trevisan1, Gillian da Silva Crespo1, Rodolfo da Silva Manera1, Vicente Afonso Ventrella2, Juno Gallego3

1 Graduando em Engenharia Mecânica, MAPROTEC – Departamento de Engenharia Mecânica, UNESP – Campus de Ilha Solteira, Ilha Solteira, SP, Brasil, maprotec@dem.feis.unesp.br

2 Professor Adjunto/Pesquisador, MAPROTEC – Departamento de Engenharia Mecânica, UNESP – Campus de Ilha Solteira, Ilha Solteira, SP, Brasil, ventrella@dem.feis.unesp.br

3 Professor Adjunto/Pesquisador, MAPROTEC – Departamento de Engenharia Mecânica, UNESP – Campus de Ilha Solteira, Ilha Solteira, SP, Brasil, gallego@dem.feis.unesp.br

Resumo No setor sucroalcooleiro, grande parte dos custos de manutenção e da interrupção da produção está relacionada com o desgaste abrasivo que acontece nos equipamentos para processamento da cana de açúcar. A perda de massa nas peças é decorrente do resíduo mineral agregado a matéria prima, sendo responsável pelos danos superficiais em moendas, facas e martelos desfibradores. Dentre as medidas preventivas mais utilizadas na indústria sucroalcooleira está a deposição de recobrimentos duros, nos quais o metal de solda é constituído por carbonetos envoltos por uma matriz ferrosa tenaz. O presente trabalho visa investigar a resistência ao desgaste abrasivo e a microestrutura de revestimentos constituídos por diferentes formadores de carbonetos – nióbio, titânio e cromo – que foram depositados pelo processo de soldagem GTAW. Os ensaios de desgaste abrasivo foram realizados de acordo com a norma ASTM G65, sendo também determinados a morfologia, o tamanho e a dureza dos carbonetos primários formados no metal de solda por microscopia ótica. A caracterização microestrutural foi baseada na análise de imagens digitalizadas que foram processadas em um pacote computacional específico para este tipo de investigação. Os resultados obtidos foram analisados e comparados a um revestimento duro comercial constituído por carbonetos de cromo, normalmente aplicado em reparos dos equipamentos empregados na região noroeste paulista. A análise microestrutural dos revestimentos confirmou que a morfologia dos carbonetos foi variável, sendo tipicamente globulares nas amostras com nióbio e titânio ou poligonais no metal de solda contendo alto teor de cromo. O recobrimento de referência contendo carbonetos de cromo apresentou menor dureza em relação aos demais revestimentos testados com nióbio e titânio. O comportamento da dureza e da morfologia dos carbonetos sobre a resistência ao desgaste abrasivo foi discutido, onde os resultados obtidos mostraram que a menor perda de volume pode ser atribuída aos revestimentos que continham maior fração volumétrica de partículas globulares mais duras. Palavras-chave: Soldagem GTAW; Revestimento Duro; Microestrutura; Carbonetos; Resistência a Abrasão. Abstract: Abrasive wear has been considered one of main responsible for superficial damages in equipments of sugar cane industry. Hardfacings have been applied among the preventive measures more used, where abrasion resistant layers formed by hard carbides embed in metallic matrix is deposited. The present work aims to investigate the role of particles formed for different carbide formers, such as niobium, titanium and chromium, on the abrasive wear resistance. Samples with one and two layers of these experimental hardfacing were deposited by GTAW welding on AISI A36 low-carbon steel pieces. Mechanical and wear behaviors have been determined by Vickers macro/microhardness and ASTM G65 abrasive tests, respectively. Optical microscopy was performed to identify microstructural features such as size, dispersion and shape factors from carbides. The results from mechanical and microstructural analysis showed that abrasive wear behavior is significantly affected by carbide’s morphology. Smaller volume losses were observed when hardfacings contained a significant volume fraction of harder large globular carbides embed in the iron-based metallic matrix. Key-words: GTAW; Hardfacing; Microstructure; Carbides, Abrasive wear.

1. Introdução

A crescente demanda por energia e o utilização extensiva de recursos naturais não renováveis, como o petróleo, tem motivado o desenvolvimento de tecnologias ecologicamente sustentáveis. O etanol brasileiro tem como matéria-prima a cana-de-açúcar (o álcool americano, maior concorrente brasileiro, é proveniente do milho), que está sendo cultivada em áreas cada vez mais extensas do noroeste do estado de São Paulo em virtude da expansão da capacidade produtiva provocada pela instalação de novas usinas. O total da produção deste cultivo na safra 2008/09 foi de 569 milhões de toneladas. A produção de álcool consumiu cerca de metade dessa matéria-prima para a produção de 27,5 milhões de metros cúbicos de etanol, enquanto o restante foi destinado à produção de 31 milhões de toneladas de açúcar [1].

O processamento da cana-de-açúcar envolve um complexo sistema mecânico que é usado para o transporte, a picotagem, a desfibração e a moagem do bagaço, visando a extração do caldo com máxima eficiência. Embora a tendência no campo seja a mecanização da colheita, esta atividade agrega maior quantidade de resíduos minerais do que a colheita manual. Partículas de areia e terra, pedras, entre outros, são arrastados junto ao caule e as folhas da planta, causando significativo efeito nos equipamentos usados na indústria. Para otimizar a vida útil destes equipamentos e reduzir o número de paradas não-programadas para manutenção, engenheiros e técnicos do setor aplicam nas superfícies desses equipamentos revestimentos duros que diminuam a taxa de desgaste, principalmente o desgaste abrasivo, pois restam partículas abrasivas mesmo a cana passando por um processo de limpeza. A soldagem de revestimento tem-se mostrado o processo com melhor custo-benefício para esta aplicação; uma de suas vantagens é tornar possível a existência de um material com características dúcteis no seu núcleo e alta resistência à abrasão na superfície. Nas usinas sucroalcooleiras, a soldagem de revestimento anti-desgaste é aplicada em componentes como rolos de moendas e seus eixos, facas e martelos desfibradores, roletes, bagaceiras entre outros equipamentos [2].

Pesquisas para o desenvolvimento de consumíveis resistentes ao desgaste abrasivo têm sido realizadas [3-6]. Normalmente há a presença de elementos formadores de carbonetos, partículas que conferem ao metal de solda depositado características especiais. Nestes compostos as ligações químicas são preponderantemente covalentes, o que os torna muito duros e resistentes mecanicamente. Os elementos formadores de carbonetos nas ligas ferrosas são metais como o cromo, o molibdênio, o tungstênio, o vanádio, o nióbio e o titânio [7]. Os carbonetos podem ser encontrados em diversos tamanhos, morfologias e estequiometrias, como MC, M3C, M7C3 e M23C6, dependendo da composição química e da razão metal/carbono presente na poça de fusão. O manganês normalmente participa na composição química dos carbonetos na forma de elemento substitucional, especialmente na cementita (Mn,Fe)3C; todos os outros elementos citados possuem uma afinidade química maior pelo carbono do que o ferro, tornando possível a formação de carbonetos complexos. No entanto, a aplicação de revestimentos à base de ferro e cromo é a mais utilizada comercialmente, devido à maior disponibilidade e custo mais baixo. Em virtude disso, a maioria dos trabalhos sobre revestimentos resistentes ao desgaste abrasivo disponíveis na literatura está relacionada ao papel dos carbonetos de cromo [8-13].

A utilização de outros formadores de carbonetos na composição dos revestimentos duros, como o cromo, o nióbio e o titânio - além do manganês, já foi investigada em outros trabalhos. Entretanto, o foco investigativo normalmente não estava concentrado sobre a microestrutura. O propósito deste artigo visa apresentar e discutir a importância dos parâmetros morfológicos dos carbonetos sobre a resistência ao desgaste abrasivo de revestimentos duros depositados por soldagem GTAW. Os experimentos realizados mostraram que alguns fatores de forma da dispersão de carbonetos podem ser usados quantitativamente para caracterizar o comportamento da liga sob desgaste abrasivo. 2. Materiais e Métodos

Para a deposição dos revestimentos foram preparados corpos de prova feitos com aço estrutural com baixo teor de carbono (ASTM A36), usinados com dimensões nominais 25 x 9,5 x 76mm. Os revestimentos duros foram depositados por meio de “arames tubulares” preparados com ferro-ligas em pó e aditivos, compactados dentro de tubos de aço inoxidável AISI 304 com 4mm de diâmetro e 250mm de comprimento [14]. A composição química dos materiais usados é mostrada na Tabela 1, onde se verifica que o Fe-Mn e o Fe-Cr foram fornecidos com alto teor de carbono. A liga Fe-Ti teve a adição de 1g de grafite em pó para cada 10g de ferro-liga. O dobro desta proporção foi usado para o ferro-nióbio. Estas quantidades foram determinadas considerando-se a razão estequiométrica para os carbonetos do tipo MC. Para servir como revestimento de referência foi escolhido um eletrodo revestido comercial do tipo Fe-Cr-C, largamente utilizado no setor de manutenção das usinas sucroalcooleiras. O revestimento deste consumível foi retirado manualmente e moído, sendo doravante identificado por revestimento X. As misturas em pó foram umedecidas com água e teve a adição de 2% em massa de silicato de sódio, composto que promove a vitrificação da mistura após a sua desidratação e evita a perda/arraste do pó com o fluxo do gás de proteção usado na tocha GTAW. A pasta

formada foi então compactada nos tubos de aço inoxidável AISI 304, que foram estocados em estufa a 80ºC por no mínimo 24 horas para desidratação.

Tabela 1: Composição química nominal dos materiais utilizados (%massa). material Nb Ti Cr Mn C Si P Al outro

Fe-Nb 64,7 - - - 0,09 2,70 0,20 1,3 0,006S

Fe-Ti - 28,5 - - 0,02 1,35 0,02 7,9 0,020S

Fe-Mn - - - 75,40 6,50 0,50 0,20 - 0,007S

X - - 42,0 0,85 5,30 1,25 - - -

A36 0,02 - - 1,40 0,20 0,40 0,03 - -

AISI 304 - - 18,0 2,0 0,08 1,00 0,04 - 8,0Ni

As peças de aço A36 foram recobertas por cordões longitudinais ao comprimento do metal base, sendo utilizado o processo de soldagem GTAW para a fusão dos arames tubulares preenchidos com os ferro-ligas. Foram utilizadas as correntes médias de 120A para a deposição do revestimento X, 140A para Fe-Nb e Fe-Mn e 150A para Fe-Ti. A polaridade foi direta com eletrodo negativo. Argônio puro foi usado para a proteção da poça de fusão, com uma vazão média de 10 litros por minuto. Este procedimento foi aplicado tanto com uma camada quanto com duas camadas de revestimento.

Após a soldagem, os revestimentos foram escovados e retificados de maneira cuidadosa a fim de remover o mínimo de material possível e garantir uma superfície plana e livre de impurezas, para a realização dos ensaios de desgaste abrasivo e de dureza. Seguiu-se então a limpeza em banho ultrasônico com água por 10 minutos, enxaguadas em etanol e secas em estufa a 80ºC. A massa das peças foi determinada em balança de precisão, com resolução de 1mg. Para preservação das superfícies o armazenamento das amostras foi feito em dessecador com sílica-gel. Pequenas amostras foram preparadas para a determinação da densidade dos revestimentos por picnometria.

Os ensaios de desgaste abrasivo foram baseados na norma ASTM G65-04, seguindo o procedimento “A”. Nesta rotina, a força exercida pelo corpo de prova sobre a roda de borracha foi de 130 N. Por meio de um inversor de freqüência programável a rotação da roda de borracha foi mantida em 200 ± 10 rpm para um ensaio de 6000 ciclos, o que resultou ensaios com duração média de 30 minutos. O fluxo de areia, cuja classificação granulométrica foi ABNT 60/70 (210/250μm), foi monitorado e mantido em 350 gramas por minuto em média durante os ensaios. Realizado o ensaio, as amostras foram cuidadosamente limpas em banho ultrasônico e secas em estufa. A perda de massa nas peças foi determinada em balança de precisão, com resolução de 1mg, tendo os resultados sido convertidos também para perda de volume. A taxa específica de desgaste K, expressa em [Pa-1], foi determinada por [15]

ensaio) de (percursoensaio) de (cargavolume) de (perdaK

⋅= (1)

A macrodureza Vickers HV foi determinada com a aplicação de carga de 30kgf durante 15 segundos. A

variação da microdureza Vickers com a profundidade da camada foi determinada com carga de 0,98N (100gf) durante 10 segundos, sendo feitas medidas intercaladas em 0,2mm. A análise microestrutural usou pequenas peças da seção transversal dos revestimentos, cortadas com disco abrasivo sob refrigeração. As amostras foram embutidas em resina de poliéster com cura a frio e lixadas com granas 120, 220, 320, 400, 600 e 1500, sob fluxo de água. O acabamento foi dado com polimento mecânico com alumina, nas granulometrias 1μm e 0,3μm. A microestrutura foi examinada por microscopia ótica, após revelação por reagente constituído por 5g de cloreto de cobre II, 100ml de ácido clorídrico, 100ml de etanol e 100ml de água destilada. Micrografias representativas foram documentadas com uma câmera fotográfica digital adaptada à bancada metalográfica, sendo usadas na análise quantitativa no mínimo 5 áreas distintas em cada amostra. Vários parâmetros morfológicos dos carbonetos foram determinados com o auxílio do analisador de imagens ImageTool [16], além do tamanho e da fração volumétrica dessas partículas. A definição desses parâmetros é dada a seguir, sendo a estatística tratada com um nível de significância de 5%, sendo as dispersões expressas pelo erro padrão.

π

partícula) da (área4 eequivalent diâmetro ⋅= (2)

2)(perímetropartícula) da (área4 entoarredondam degrau ⋅⋅

=π (3)

partícula) da maior (eixo

partícula) da (área4

adecircularid degrau π⋅

= (4)

partícula) da menor (eixopartícula) da maior (eixo aspecto de razão = (5)

3. Resultados e Discussão 3.1 Deposição dos Revestimentos por Soldagem GTAW O procedimento usado para a deposição dos revestimentos variou de um tipo de ferro-liga para outro. A Fig. 1 apresenta exemplares dos revestimentos preparados. No aspecto qualitativo pôde-se constatar que a soldagem com X e Fe-Mn foi mais fácil, exigindo menor aporte térmico e menor retrabalho do soldador. Tais características levaram a deposição de camadas mais uniformes, menor quantidade de microvazios e empenamento. A tocha GTAW fornece uma grande quantidade de energia térmica concentrada, capaz de fundir compostos termodinamicamente muito estáveis e com alta temperatura de fusão. Entretanto, a movimentação da tocha com o intuito de recobrir a superfície das peças depende muito do tipo de “consumível” usado. Assim, a aplicação do Fe-Ti exigiu que a tocha permanecesse numa mesma posição por mais tempo, a fim de promover a adequada diluição dos elementos de liga na poça de fusão. Isto provocou intenso aquecimento do substrato, favorecendo o empenamento. Este comportamento foi mais crítico quando houve a deposição de 2 camadas de revestimento e certamente facilitou a formação de trincas durante o resfriamento, além da fragilidade das fases formadas no metal de solda depositado. Deste modo a aplicação automatizada de revestimentos “puros” pode ser complexa, pois a continuidade do revestimento mostrou depender da intervenção do soldador.

Figura 1: Macrografias da superfície retificada dos revestimentos depositados em 2 camadas, pronta para o ensaio de desgaste abrasivo. Amostra X em (a); Fe-Nb em (b); Fe-Mn em (c) e Fe-Ti em (d).

3.2 Ensaios de Desgaste Abrasivo e Dureza

As Tabelas 2 e 3 apresentam a variação da perda de volume obtida nos ensaios de desgaste abrasivo que foram realizados nos revestimentos com uma e duas camadas, respectivamente. É possível constatar que a perda de volume por abrasão foi mais acentuada nos revestimentos mais diluídos (1 camada) e nos materiais com carbonetos menos estáveis termodinamicamente. As taxas específicas de desgaste K, calculadas a partir da eq.(1), estão compatíveis com as ligas ferrosas [17]. Com a adição de uma única camada na amostra Fe-Ti obteve o melhor desempenho, seguida do Fe-Nb. Com a adição de uma segunda camada as amostras Fe-Ti e Fe-Nb não tiveram o mesmo desempenho, devido ao lascamento, mas nos demais a deposição adicional contribuiu para reduzir a perda de volume observado após o ensaio de desgaste

Tabela 2: Ensaio de desgaste abrasivo nos revestimentos com 1 camada.

revestimento Fe-Nb Fe-Mn Fe-Ti X

densidade do revestimento (g.cm-3) 7,63 7,49 6,43 7,49

perda de massa relativa (%) 0,1014 0,2442 0,0633 0,2384

perda de volume (mm3) 19,3 47,8 15,1 47,4

percurso de desgaste (m) 4589,9 4591,4 4592,2 4592,2

dureza média HV30 (kgf.mm-2) 532 ± 60 451 ± 60 637 ± 80 419 ± 40

taxa específica de desgaste (Pa-1) 3,2 . 10-14 8,0 . 10-14 2,5 . 10-14 7,9 . 10-14

Tabela 3: Ensaio de desgaste abrasivo nos revestimentos com 2 camadas. revestimento Fe-Nb Fe-Mn Fe-Ti X

densidade revestimento (g.cm-3) 7,63 7,49 6,43 7,49 perda de massa relativa (%) 0,1008 0,1690 0,0860 0,1431 perda de volume (mm3) 20,8 35,0 21,5 30,4 percurso de desgaste (m) 4589,9 4591,4 4592,2 4589,1 dureza média HV30 (kgf.mm-2) 600 ± 40 502 ± 20 355 ± 120 548 ± 20 taxa específica de desgaste (Pa-1) 3,5 . 10-14 5,9 . 10-14 3,6 . 10-14 5,1 . 10-14

A Figura 2 apresenta a redução da taxa específica de desgaste K com o aumento da dureza dos revestimentos, tenham sido eles depositados com uma ou duas camadas. Estatisticamente há diferenças significativas de dureza entre revestimentos com uma e duas camadas, exceto para as amostras Fe-Nb e Fe-Mn. A maior variação de dureza ocorreu no revestimento de referência X. Com uma camada depositada os efeitos da diluição do metal de solda são perceptíveis, onde não foi constatada uma fragilização excessiva que fosse decorrente da formação de carbonetos muito duros. Isto implicou em um metal de solda menos duro porém tenaz, onde a quantidade de trincas geradas com o resfriamento após a soldagem ou com as cargas aplicadas pelos ensaios mecânicos fosse pequena. Entretanto, a menor dureza resultou em maiores taxas específicas de desgaste, ou seja, maior perda de volume em relação à carga e percurso de desgaste impostos ao material. A deposição de uma segunda camada de revestimento possibilitou maior segregação dos elementos formadores de carbonetos, cuja formação induziu o aumento de dureza do metal de solda de todos os revestimentos testados, exceto o que contém titânio. Este incremento de dureza teve implicações importantes sobre a tenacidade. As medidas de dureza do revestimento Fe-Ti ficaram comprometidas pela excessiva fragilidade do material, que normalmente trincava durante a aplicação da carga de ensaio. O manganês não é considerado um elemento químico eficaz para a formação de carbonetos em ligas ferrosas comerciais. Entretanto, este metal pode participar como átomo substitucional em carbonetos como a cementita, formando um composto com estequiometria (Fe,Mn)3C. O fato do tubo de aço inoxidável conter cromo em sua composição química pode também contribuir tanto para o aumento da fração volumétrica de carbonetos quanto para o endurecimento da matriz por solução sólida.

Os efeitos da diluição sobre a composição química são menores na segunda camada do que na primeira camada, o que possibilitaria revestimentos com mais carbonetos. No entanto o incremento na quantidade de carbonetos é também acompanhado do aumento da fragilidade, tornando possível a ocorrência de trincas ou fissuras que promovem o lascamento dos revestimentos. De fato isso ocorreu nas amostras Fe-Ti e Fe-Nb, onde se observou que partes dos revestimentos não foram removidas exclusivamente pelo desgaste abrasivo. O lascamento de fragmentos desses revestimentos, principalmente na amostra Fe-Ti, não permitiu que o desempenho desses materiais quanto ao desgaste fosse melhor. Este fenômeno também foi reportado por Lima e Ferraresi [2] investigando facas picadoras de cana de açúcar.

Figura 2: Variação da taxa específica de desgaste K com a dureza dos revestimentos analisados.

3.3 Microestrutura dos Revestimentos A análise por microscopia ótica mostrou que os revestimentos apresentam uma microestrutura complexa, preponderantemente composta por partículas de segunda fase envoltas pela matriz. Observando-se as amostras na condição apenas polida percebe-se que há entre as partículas e a matriz uma significativa diferença de dureza, pois se formou um relevo característico onde as partículas (mais duras) sobressaiam do plano da matriz. A Figura 3 apresenta exemplares típicos das partículas de segunda fase observados nos revestimentos investigados, onde se percebe a variação na morfologia dos carbonetos. O uso de menores ampliações nas observações possibilitou constatar que as partículas estavam principalmente localizadas em regiões/bolsões interdendríticos, onde a segregação de elementos químicos como cromo, nióbio e titânio favoreceu a nucleação e crescimento dos respectivos carbonetos. A realização de medidas de microdureza sobre as partículas foi dificultada pelo reduzido tamanho das mesmas, embora tenha sido possível estimar valores bastante altos. Assim, obtiveram-se os valores médios HV0,02 2742 para os carbonetos do revestimento X; HV0,02 2433 para o Fe-Mn; HV0,02 2863 para o Fe-Nb e HV0,02 4660 para o Fe-Ti. A comparação direta destes valores com a literatura não é possível, à medida que a propriedade mecânica é fortemente afetada pela composição química/estequiometria do carboneto e não foi determinada neste trabalho. No entanto, qualitativamente estes resultados demonstram que a adição de carbono (grafite) aos ferro-ligas com baixo teor desse elemento (caso do Fe-Nb e Fe-Ti) e a fusão das misturas com a tocha GTAW foi bem sucedida para a formação dos carbonetos nos revestimentos testados.

O ataque metalográfico permitiu revelar a microestrutura do metal de solda das amostras analisadas, compostas por partículas envoltas em uma matriz. No aspecto morfológico percebe-se semelhança entre os carbonetos formados nos revestimentos X e Fe-Mn, como pode ser observado nas Figuras 3(a) e 3(b). Tais partículas são facilmente identificadas pela sua forma prismática, onde normalmente a seção poligonal apresentou largura entre 20 a 70μm e comprimentos de até 500μm. Estas partículas encontravam-se normalmente agrupadas em feixes paralelos e apresentavam um aspecto metálico de coloração clara, estando envoltos por uma matriz de coloração escura revelada pelo ataque químico. Microestrutura semelhante foi relatada por Buchanan e colaboradores [5] investigando revestimentos duros a base de cromo. Apesar da semelhança com as partículas ricas em cromo, os carbonetos formados no metal de solda produzido com o uso de ferro-manganês devem ser de cementita. Também é provável nelas a presença de cromo, proveniente do “arame tubular”, mas esta confirmação será feita em estudos futuros.

Partículas de segunda fase com morfologia globular, bastante diferente das relatadas anteriormente, foram encontradas em grande número no metal de solda das amostras com ferro-nióbio e ferro-titânio como mostram as Figuras 3(c) e 3(d). Segundo Yaer e equipe [13] quando carbonetos precipitam no formato esférico não há uma grande concentração de tensões na região da interface com a matriz, ao contrário do que normalmente ocorre com os carbonetos com morfologia prismática, resultando no aumento da resistência ao desgaste abrasivo. Assim, os carbonetos de cromo formados teriam grande tendência à concentração de tensões devido a sua morfologia prismática poligonal, o que poderia limitar o seu papel na resistência ao desgaste abrasivo. As

partículas de morfologia globular são muito semelhantes aos carbonetos de vanádio que foram identificados no estudo realizado por Yaer et al [13].

Figura 3: Típicas partículas de segunda fase encontradas nos revestimentos. As morfologias prismáticas foram comuns em X (a) e Fe-Mn (b), enquanto que as globulares foram mais freqüentes no Fe-Nb (c) e Fe-Ti (d).

A aplicação do freeware ImageTool [16] possibilitou obter diversos parâmetros morfológicos da distribuição de carbonetos observados, cujos resultados estão compilados na Tabela 4 para as amostras com duas camadas de revestimento. Nela o erro padrão da estimativa está representado por ep.

Tabela 4: Parâmetros morfológicos dos carbonetos observados nos revestimentos com 2 camadas.

Revestimento X Fe-Mn Fe-Nb Fe-Ti

Parâmetro média ep média ep média ep média ep

Número de partículas N 4178 8555 5826 13029

Diâmetro equivalente [μm] 1,53 0,05 1,34 0,03 1,58 0,06 0,87 0,01

Área aparente [μm2] 4,06 0,66 3,18 0,69 5,50 0,45 1,07 0,07

Perímetro [μm] 10,63 0,95 9,18 0,88 8,74 0,45 4,74 0,15

Eixo máximo [μm] 2,75 0,12 2,66 0,08 2,29 0,09 1,34 0,03

Eixo mínimo [μm] 1,23 0,06 0,97 0,03 1,36 0,05 0,72 0,02

Razão de aspecto 2,41 0,04 2,74 0,04 1,82 0,03 1,93 0,02

Grau de arredondamento 0,47 0,01 0,48 0,01 0,57 0,01 0,56 0,01

Grau de circularidade 0,65 0,01 0,64 0,01 0,75 0,01 0,73 0,01

Fração em área Aa [%] 22,3 35,8 42,3 18,3

Distância entre partículas 2,13μm 1,49μm 1,80μm 1,21μm 3.4 Interação entre a Microestrutura e o Desgaste Abrasivo A análise de variância (ANOVA) feita nos resultados mostrou que há diferenças estatisticamente significativas entre os parâmetros morfológicos apresentados na Tabela 4. Entretanto, a interpretação do papel da morfologia das partículas de segunda fase sobre a resistência ao desgaste abrasivo é complexa. A Figura 4 mostra a interação desses parâmetros morfológicos com o volume de revestimento perdido durante os ensaios de desgaste abrasivo. Sabendo-se que parâmetros microestruturais possuem uma dispersão em torno da média, torna-se conveniente conhecer qual seria o efeito desta sobre o desgaste. Esta avaliação foi feita sobre o coeficiente de variação (CV – razão entre o desvio-padrão e a média), determinado a partir dos resultados listados na Tabela 4. Os revestimentos Fe-Nb e Fe-Ti apresentaram evidências de lascamento, o que impede uma análise conjunta mais incisiva. Entretanto, considerando-se apenas os demais revestimentos foi possível estabelecer algumas correlações entre a microestrutura e a perda de volume por desgaste abrasivo. Há fortes indícios que o aumento do diâmetro equivalente (Feret), e conseqüentemente da área aparente das partículas, apresentam um efeito benéfico sobre a superfície de desgaste, como também foi observado por Zum-Gahr [18]. Excetuando-se o revestimento Fe-Ti, se obteve um comportamento linear entre os valores médios destes parâmetros. Entretanto, para que o efeito do aumento no tamanho ou área do carboneto ocorra sobre a perda de volume é necessária que a dispersão/CV seja pequena. A Figura 4(a) indica que a redução do volume de desgaste pode ser promovida com a existência de partículas mais arredondadas, mas cuja variabilidade do grau de circularidade, eq. (4), seja relativamente pequena - Fig. 4(b). O grau de arredondamento dos carbonetos, calculado pela eq. (3), também afetou linearmente o volume de desgaste como pode ser observado na Figura 4(c). Os aumentos da área aparente e do perímetro da interface carboneto-matriz contribuíram para a fixação da partícula, dificultando a sua extração da matriz durante o processo de desgaste. Entretanto, se o crescimento do perímetro não for condicionado à morfologias mais adequadas poderão surgir mais concentradores de tensão. Arestas retilíneas facilitam a propagação de trincas ou falhas, de modo que uma interface não excessivamente facetada seria mais conveniente. O incremento da razão de aspecto, calculado pela eq.(5) e representada graficamente na Figura 4(e), favorece o desgaste da superfície pois partículas mais longas podem ser mais susceptíveis a fratura frágil. Este comportamento está coerente com os parâmetros morfológicos anteriormente apresentados, onde seria inconcebível a formação de carbonetos com elevados graus de arredondamento/circularidade e também com grande razão de aspecto.

A análise dos resultados obtidos sugere, no aspecto qualitativo, que as partículas morfologicamente grandes e não excessivamente facetadas seriam mais indicadas para compor um revestimento resistente à abrasão. Nelas a distribuição de tensões durante o desgaste seria mais bem distribuída pela interface com a matriz. As partículas de areia usadas nos ensaios tinham tamanho muito superior ao dos carbonetos encontrados, mas dureza inferior. Devido a alta fragilidade dos carbonetos, a fragmentação dos mesmos pode ocorrer durante a movimentação das partículas abrasivas. Os carbonetos prismáticos encontrados nas amostras com cromo e manganês crescem com

facilidade no interior dos bolsões interdendríticos, resultando muitas vezes em cristais com o comprimento de centenas de micrometros. A orientação do eixo de crescimento destes carbonetos é afetada pelo processo de soldagem, de forma que uma parcela dessas partículas tenha o seu eixo de crescimento numa orientação quase paralela à superfície do revestimento. Neste caso, as partículas teriam menor interação com a matriz, que dela se desacoplariam com maior facilidade e acelerariam o processo de desgaste. Além disso, o crescimento dendrítico pode resultar numa distribuição irregular dos carbonetos ao longo da superfície, levando a um comportamento anisotrópico do revestimento quanto à resistência ao desgaste abrasivo.

Figura 4: Efeito de parâmetros morfológicos dos carbonetos sobre a perda de volume no desgaste. Graus de circularidade (a) e de arredondamento (c) e razão de aspecto (e), com os respectivos coeficientes de variação em

(b), (d) e (f). O valor R indicado representa o coeficiente de correlação da regressão linear representada.

Nos gráficos da Figura 5 é possível observar como a microdureza dos revestimentos variou em função do tipo de revestimento e da distância da superfície de desgaste. Foi comum em todos os revestimentos observar oscilação dos valores medidos em função da heterogeneidade da microestrutura. Isto possui implicações diretas sobre o comportamento mecânico no desgaste, pois regiões com menor fração volumétrica de partículas duras resistiriam menos à ação abrasiva do meio. Neste caso haveria a remoção de uma parcela dos carbonetos por

ação de microsulcamento e/ou microfratura, que formariam um resíduo com alto poder abrasivo que seria capaz de comprometer regiões da superfície mais bem “protegidas” pelos carbonetos duros.

Figura 5: Variação da microdureza Vickers com a distância/profundidade da superfície de desgaste nas regiões periférica e central do corpo de prova. Carga: 100gf. Revestimentos X (a); Fe-Mn (b); Fe-Nb (c) e Fe-Ti (d).

4. Conclusões A realização da caracterização microestrutural por microscopia ótica e de ensaios mecânicos sobre os revestimentos duros depositados por soldagem permitiu chegar às seguintes conclusões sobre comportamento do desgaste abrasivo nos mesmos: • A mistura de ferro-ligas e a adição de carbono, quando necessário, mostrou ser capaz de produzir partículas de elevada dureza e identificados como carbonetos. A inserção das misturas em tubos de aço inoxidável austenítico, simulando um “arame tubular”, é viável para produzir consumíveis de soldagem – em escala laboratorial; • Houve variação de dureza entre os diferentes formadores de carbonetos testados mas com níveis compatíveis aos revestimentos depositados com consumíveis comerciais. Essas variações foram atribuídas às diferenças de composição química e de fração volumétrica dos carbonetos existentes em diferentes regiões dos revestimentos; • A resistência ao desgaste abrasivo variou com a microestrutura e a dureza dos revestimentos, bem como com o número de camadas depositadas. A deposição de uma segunda camada aumentou a resistência dos revestimentos pela redução da diluição química do metal de solda. Entretanto, as amostras Fe-Ti e Fe-Nb apresentaram fragilização excessiva, que levou ao lascamento das amostras durante o ensaio de desgaste abrasivo; • A perda de massa está diretamente ligada à microestrutura, de modo que grandes partículas duras com morfologia não prismática (arredondadas) sejam mais indicadas para comporem o revestimento duro; • A adição de nióbio e/ou titânio favorece a formação de carbonetos com morfologia mais arredondada, enquanto cromo e manganês apresentam carbonetos com forma prismática;

5. Agradecimentos

Os autores agradecem ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq) pela concessão de bolsas de pesquisas PIBITI (BPNM) e PQ (JG), bem como apoio prestado pela CBMM – Companhia Brasileira de Mineração e Metalurgia, COFEL Comércio e Indústria de Ferro-Ligas Ltda. e SERVTEC Serviços Técnicos Especializados Ltda. para o desenvolvimento deste trabalho. 6. Referências Bibliográficas [1] União da Indústria de Cana-de-açúcar (UNICA). Disponível em <http://www.unica.com.br/dadosCotacao/estatistica/> . Acesso em julho de 2010. [2] Lima, A. C., Ferraresi, V. A., “Avaliação da Resistência ao Desgaste de Facas Picadoras de cana-de-açúcar revestida com arames tubulares autoprotegidos”, Anais do 5º Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação (em CD-ROM), 10p., Belo Horizonte, MG, 2009. [3] Leite, R., Marques, P. V., “Estudo comparativo da resistência ao desgaste abrasivo do revestimento de duas ligas metálicas utilizadas na indústria, aplicadas por soldagem com arames tubulares”. Anais do 5º Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação (em CD-ROM), 9p., Belo Horizonte, MG, 2009. [4] Lima, A. C., Ferraresi, V. A., “Análise da Microestrutura e da Resistência ao Desgaste de Revestimento Duro Utilizado pela Indústria Sucroalcooleira”. Soldagem e Inspeção, São Paulo, v. 14, n. 2, pp. 140-150, 2009. [5] Buchanan V.E., Shipway P.H., McCartney D.G. Microstructure and Abrasive Wear Behaviour of Shielded Metal Arc Welding Hardfacings used in the Sugarcane Industry, Wear 263 (2007) 99–110. [6] Polido, R. S.; Barela, R.; Macedo, B. P. N.; Carvalho Junior, D. A.; Tokimatsu, R. C.; Yamakami, W. J.; Ventrella, V. A.; Gallego, J. Microestrutura de revestimentos duros resistentes ao desgaste abrasivo empregados na indústria sucroalcooleira. In: anais do XXXIV Congresso Nacional de Soldagem, São Paulo, 2008, 9p. [7] He, Y.; Li, Z.; Qi, H.; Gao, W. Standard free energy change of formation per unit volume- a new parameter for evaluating nucleation and growth of oxides, sulphides, carbides and nitrides. Materials Research & Innovation (1997) 1:157–160. [8] Bhadeshia, H. K. D. H.; Atamert, S. Microstruture and Stability of Fe-Cr-C Hardfacing Alloys. Department of Materials Science and Metallurgy, University of Cambridge, 1990. [9] Buchanan, V. F.; McCartney, D. G.; Shipway, P. H. A comparison of the abrasive wear behaviour of iron-chromium based hardfaced coatings deposited by SMAW and electric arc spraying. Wear, v. 264, pp. 542-549, 2008. [10] Buchely, M. F.,Gutierrez, J.C., León, L.M., Toro, A, The effect of microstructure on abrasive wear of hardfacing alloys. Wear, v. 259, pp. 52-61, 2005. [11] Matsubara, Y.; Sasaguri, N.; Shimizu, K.; Yu, S. Solidification and abrasion wear of white cast irons alloyed with 20% carbide forming elements. Wear, v. 250, pp. 502-510, 2001. [12] Wu, X., et al “Effect of titanium on the morphology of primary M7C3 carbides in hypereutectic high chromium white iron”, Materials Science and Engineering A 457 180–185, 2007. [13] Yaer, X.; Shimizu K., Matsumoto H., Kitsudo T. & Momono T. “Erosive wear characteristics of spheroidal carbides cast iron”. Wear, v. 264, pp. 947 – 957, 2008. [14] Macedo, B. P. N., Gallego, J., “Simulação do Processo de Soldagem com Arame Tubular para Deposição de Revestimentos Duros à Base de Diferentes Carbonetos”, Anais do 15º Congresso Nacional de Estudantes de Engenharia Mecânica (em CD-ROM), 6p., Curitiba, PR, 2008. [15] Mellor, B. G. Surface Coatings for Protection Against Wear. Woodhead Publishing Limited, Cambridge (2006), 429p. [16] ImageTool. Aplicativo para análise de imagens (freeware) disponível para download em: <http://ddsdx.uthscsa.edu/dig/itdesc.html> . Acesso em julho de 2009. [17] Ashby, M. F. Materials Selection in Mechanical Design. Butterworth-Heinemann, Oxford, 1999, p. 60. [18] Zum Gahr, K.-H. Microstructure and Wear of Materials. Tribology Series, volume 10, (1987), 559p.