11 a 15 de abril de 2011 – Caxias do Sul – RS - Brasil April 11th to 15th, 2011 – Caxias do Sul – RS – Brazil
©
Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2011
INFLUÊNCIA DA TÉCNICA DE SOLDAGEM E DO TIPO DE METAL DE
ADIÇÃO NA RESISTÊNCIA AO DESGASTE DE REVESTIMENTO DURO
Dayana Beatriz Carmona García; dbcarmonag@gmail.com Valtair Antonio Ferraresi; valtairf@mecanica.ufu.br
Universidade Federal de Uberlândia, UFU, FEMEC, Campus Santa Mônica, CEP 38.400-902, Uberlândia, MG
Resumo: O setor sucroalcooleiro brasileiro tem apresentado um expressivo crescimento nos últimos anos, entretanto,
a manutenção das indústrias apresenta um elevado custo devido à perda de metal dos equipamentos por mecanismos de desgaste. Este trabalho tem como objetivo estudar a resistência ao desgaste de revestimentos duros aplicados por soldagem, utilizando o processo “arame tubular auto-protegido” Nesta pesquisa, utilizaram-se consumíveis comumente usados na indústria sucro-alcooleira: sendo eles dois arames tubulares auto-protegidos de 1,6 mm de diâmetro, de liga, FeCrC+Nb e FeCrC+Ti, soldado na técnica convencional e com os dois arames, sendo o FeCrC+Nb não energizado. O metal de base utilizado foi um aço SAE 1020. Construíram-se corpos de prova para a avaliação do desgaste em laboratório com abrasômetro Roda de Borracha de acordo com a norma ASTM G65-91. A avaliação de desgaste foi feita via perda de massa. As soldagens com os arames tubulares foram efetuadas no modo de transferência por curto-circuito, com mesmos valores de corrente e tensão de soldagem. Os arames utilizadosi apresentaram na técnica de soldagem convencional o mesmo nível de desgaste. A adição dos dois arames na poça de fusão apresentou um leve aumento na resistência ao desgaste, mostrando a viabilidade da técnica de soldagem com arame frio na aplicação de revestimento duro.
Palavras-chave: revestimento duro, arame tubular, desgaste, soldagem.
1. INTRODUÇÃO
O cultivo de cana-de-açúcar é uma das maiores atividades agropecuárias do Brasil e ocupa cerca de 2% das terras aráveis do país. A alta produtividade de cana-de-açúcar proporciona ao Brasil um forte mercado de produção e exportação de etanol e açúcar, o que faz do mesmo o maior produtor de açúcar e o segundo maior de produtor de etanol do mundo, ÚNICA (2010). Existem dentro do processo da transformação da cana-de-açúcar diversos fatores que afetam os custos de produção, fazendo com que os preços do produto variem. Um destes fatores é o grande investimento feito na manutenção dos equipamentos utilizados na extração e processamento da cana, manutenção que deve ser realizada fora das paradas programadas prejudicando, também, o ciclo regular da produção. Estes danos nos equipamentos são relacionados aos problemas de desgaste apresentados nos seus componentes. A etapa mais prejudicada é a etapa do preparo para a moagem da cana. As facas picadoras e os martelos desfribadores são os primeiros em entrarem em contato com a cana, sofrendo elevados impactos em virtude do atrito gerado pela velocidade, além de contato com areia, pedras, ferro, resíduos orgânicos, dentre outros, as quais são responsáveis pelo desgaste acentuado nestas ferramentas.
Para melhorar a resistência ao desgaste das facas e dos martelos, conseqüentemente os custos de manutenção, são aplicados revestimentos duros em suas superfícies com diferentes processos de soldagem, entre eles o Eletrodo Revestido (SMAW - Shielded Metal Arc Welding) que é de baixo custo e versatilidade na aplicação da solda, Arco Submerso (SAW - Submerged arc welding) de custo moderado semi-automático, mas limitado em quanto ao formato e posição na soldagem e Arame tubular (FCAW – Fluxed Cored Arc Welding) que oferece alta produtividade, versatilidade, custo moderado e alta qualidade na solda tornando-se favorito na indústria dos revestimentos, Buchely et al. (2005). Corrêa (2006) comenta que os revestimentos devem cumprir com uma série de características, como a baixa diluição e conseqüentemente uma baixa penetração. Além disso, deve apresentar largura e reforço adequado de forma a diminuir a quantidade de cordões a serem aplicados, conseguindo com isso maior produtividade.
Lima e Ferraresi (2009) afirmam que a microestrutura dos revestimentos tem papel preponderante no seu desempenho em termos de resistência ao desgaste. Ligas do tipo FeCrC são usadas onde ocorre desgaste abrasivo, sua composição pode ser ajustada de forma a produzir na solidificação da poça de fusão, microestrutura rica em carbonetos de cromo em uma matriz austenítica. Fan et al., (2006) afirmam que dependendo da composição da liga e do tratamento térmico recebido podem se apresentar distintos tipos de carbonetos, como MC, M6C, M7C3, M23C6 e Cr2C3, onde M
representa um ou mais tipos de átomos metálicos.
A adição de elementos de liga tais como o Nb, Ti, V, Zr, e W nas ligas hipereutéticas de alto teor de cromo melhora as propriedades de resistência ao desgaste, mantendo um volume relativamente elevado de carbonetos primários (tipo
M7C3 e M23C6) com formatos mais refinados e melhor distribuídos na matriz. Com estas adições se consegue inserir
também na matriz novos carbonetos do tipo MC (NbC, TiC, VC, ZrC e WC) com durezas superiores ou iguais à dureza do carbonetos de cromo, melhorando ainda mais a resistência ao desgaste abrasivo. O Nióbio e o Titânio vêm sendo usados mais regularmente por serem os mais efetivos elementos formadores de carbonitretos, produzindo uma precipitação de elevada dureza. As partículas duras formadas por eles se distribuem de uma forma regular na matriz além de possuir elevada dureza e ponto de fusão o que oferece ao revestimento as propriedades desejadas, Yang (2008).
O objetivo deste trabalho é estudar e comparar a resistência ao desgaste de duas ligas de alto teor de cromo, uma com adição de Nb (FeCrC+Nb) e outra com adição de Ti (FeCrC+Ti ), utilizadas na aplicação de revestimentos duros com o processo de arame tubular protegido. Além disso, será também utilizado o processo arame tubular auto-protegido com adição de arame não energizado de forma a obter uma mistura de elementos de ligas dos dois arames tubulares estudados. O arame FeCrC+Ti é o energizado e o arame FeCrC+Nb não energizado.
2. MATERIAIS E MÉTODOS.
Testes foram realizados utilizando chapas de aço ao carbono ABNT 1020 com dimensões de 12,7 x 50,8 x 200 mm, os consumíveis utilizados na soldagem dos revestimentos foram arames tubulares de 1,6 mm de diâmetro. A Tab. (1) apresenta a composição química dos arames e dureza, fornecida pelo fabricante.
Tabela 1. Composição química dos arames tubulares auto-protegidos.
Arame Tubular % Dureza
[HRC] C Mn Si Cr Mo Nb Ti V FeCrC+Nb HARDFACE CN-O 5,0 0,5 1,0 22,0 - 7,0 - - 63 FeCrC+Ti HARDFACE TiC-O 1,8 1,2 0,7 6,5 0,8 - 5,0 0,2 57
Para a realização das soldas utilizou uma fonte de soldagem eletrônica, multi-processo ajustada no modo de tensão constante. Para a adição de arame não energizado foi utilizado o modelo SWM 20 da White Martins. A mesa de soldagem utilizada possui um sistema automático de deslocamento e de tecimento, a velocidade mínima de soldagem no eixo “X” é de 5 mm/s e a máxima de 60 mm/s, a resolução da mesa é de 0,0001 mm/s para a velocidade, 0,0001 mm na distância e 0,0001° no ângulo do tecimento. A Fig. (1) mostra o esquema do sistema de tecimento da tocha.
Figura 1. Esquema do sistema de deslocamento e tecimento da tocha de soldagem. *A distância tomada com DBCP igual a 30 mm.
A soldagem foi efetuada em camada única na posição plana com a tocha na vertical formando um ângulo de 90° com a superfície da chapa. Nos testes com adição de arame não energizado, o suporte do arame adicional foi acoplado à tocha em disposição longitudinal “Tandem Wire” - ao longo do cordão de solda - na direção da velocidade de soldagem onde os dois arames atuam juntos um frente ao outro. O arame adicionado forma um ângulo de 32°com a horizontal permitindo a entrada do arame adicionado diretamente na poça em formação, conforme apresentado na Fig. (2). O comprimento dos cordões de solda foi de 150 mm e cada revestimento foi feito preenchendo a chapa com três cordões de solda (Fig. (3)).
Figura 2. Suporte acoplado ao Bocal da tocha de soldagem utilizado na adição de arame não energizado.
A Tab. (2) apresenta os parâmetros de soldagem utilizados. Esses parâmetros foram obtidos a partir de vários ensaios preliminares. Para o processo arame tubular a indutância de subida e descida, a velocidade de alimentação do arame [Valim] e a velocidade de soldagem [Vsold] foram mantidas constantes, em condições que proporcionaram a transferência
metálica no modo de curto-circuito. A distância bico de contato-peça (DBCP) foi variada com vistas à obtenção de mesma corrente de soldagem para taxa de fusão constante (mesma Valim), já que arames tem composição química
diferentes. Esse procedimento foi importante para se avaliar a resistência ao desgaste dos depósitos de solda quando realizados com mesma corrente de soldagem e mesmo volume de metal depositado por comprimento de solda (Valim e
Vsold constantes). Este procedimento foi utilizado para os dois arames FeCrC+Ti e FeCrC+Nb energizados.
Os corpos de prova para a execução do ensaio de desgaste por roda de borracha foram retirados do meio das chapas revestidas, como ilustrado na Fig.(3). As dimensões dos corpos de prova são 12,7x25x75mm e correspondem às exigidas pela norma ASTM 65-00. A superfície do corpo de prova a ser submetida ao desgaste foi retificada após o corte para obter uma superfície plana, conforme determina a norma.
Tabela 2. Parâmetros de soldagem utilizados no processo de soldagem dos revestimentos com os processos de arame tubular e arame tubular com adição de arame não energizado.
Arame Vsold [mm/min] Valim [mm/min] Valim 2 [mm/min] Tensão [V] DBCP [mm] ks kd Am [°] f [Hz] P [mm] FeCrC+Nb 200 8 - 30 30 7 1 3 1,6 12 FeCrC+Ti 200 8 - 28 28 7 1 3 1,6 12 FeCrC+Ti com adição não
energizada do arame FeCrC + Nb 200 8 1,05 28 28 7 1 3 1,6 12 Onde: Vsold: Velocidade de soldagem; Valim: Velocidade de alimentação; Valim2: Velocidade de alimentação do arame
não energizado; Am: Amplitude em graus do tecimento; f: freqüência da oscilação do tecimento; ks: Indutância de
subida: kd: Indutância de descida; DBCP: Distancia bico-contato-peça; P: Passo da solda entre cordões.
Os ensaios de desgaste foram realizados através da utilização de um abrasômetro Roda de Borracha a seco construído de acordo com o sugerido pela norma ASTM 65-00. O equipamento, ilustrado na Fig. (4), é recomendado para simulação de desgaste abrasivo de baixa tensão (ensaio tipo B segundo ASTM 65-00). Durante o ensaio se mantiveram as seguintes condições fixas: Dimensões do disco de 12,7 x 228 mm; anel de borracha com dureza de 60 Shore A (espessura de 12,7 mm); a areia Normal Brasileira No. 100 (0,15 mm); rotação do disco de 200 RPM; tempo de ensaio de 15 min; 5 min de pré-desgaste e 10 min de desgaste; carga de 120 N; distância do ensaio de 1436 m. O desgaste foi avaliado em função da perda de peso dos corpos de prova pela comparação entre o peso antes e após o ensaio, através da pesagem em balança eletrônica com resolução de 10-4g. Antes da pesagem, as amostras foram cuidadosamente limpas e imersas em acetona, em equipamento de limpeza por ultra-som e em seguida, secas com ar quente..
Figura 4. Abrasômetro de roda de borracha.
O valor da resistência ao desgaste (Rdesgate), inverso da taxa de desgaste, foi obtida mediante a Eq. (1) com os dados
do desgaste (Desgm), perda de massa, e a distância (Densayo) percorrida durante o ensaio igual a 1436 m.
(1)
Para a avaliação da microestrutura, foram extraídas amostras do meio do revestimento as quais foram embutidas, desbastadas com lixa #320 seguida da #220 e pasta de diamante de 6 µm e 3 µm e polidas com pasta de diamante de 1 µm. Posteriormente foram atacadas com reagente Nital 2% por 10s e levadas ao microscópio ótico para revelar os micro-constituintes. Para a revelação de carbonetos foram utilizados os mesmos procedimentos de preparação e o ataque químico com o reagente Kalling por 10 segundos e Murakami 60° por 10 seg.
3. RESULTADOS E DISCUSSÕES. 3.1. Resistência ao Desgaste
Os resultados da perda massa e da resistência ao desgaste obtidos das cinco amostras revestidas com cada liga e mistura são apresentados na Tab. (3) e na Fig. (5). Observa-se que a resistência ao desgaste das três ligas apresentou valores muito próximos obtendo-se o melhor resultado na liga FeCrC+Ti com adição de arame não energizado de FeCrC+Nb, seguido pela liga FeCrC+Ti e a liga FeCrC+Nb.
Comparando os resultados desse trabalho com o obtido por Lima e Ferraresi (2009), que avaliaram a resistência ao desgaste abrasivo em uma camada das ligas FeCrC+Nb e FeCrC+Ti, obteve para a liga com Nb uma perda de massa de 42,2 mg e para a liga com Ti a perda foi de 129,5 mg. Isto demonstra que os resultados deste trabalho estão semelhantes com relação a liga com Nb, que ficou com uma perda de massa de 44,96 mg. Entretanto para a liga com Ti o resultado desse trabalho foi bem menor, ficando em 42,36 mg. Essa diferença pode estar relacionada à composição química ou o nível de diluição obtida nesse trabalho com a oscilação da tocha de soldagem. Os resultados dessa pesquisa estão também semelhantes aos obtidos por Scandella e Scandella (2004) para materiais de adição de composição química semelhante ao utilizado neste trabalho.
As comparações feitas anteriormente mostram que apesar de serem consumíveis diferentes e soldados com condições distintas, resguardadas as devidas proporções, os resultados apresentados neste trabalho estão em acordo com a literatura.
Tabela 3. Perda de massa dos revestimentos e Resistência ao desgaste abrasivo das ligas FeCrC+Nb, FeCrC+Ti e FeCrC+Ti com adição de FeCrC+Nb.
Consumível Perda de Peso [mg] Média da Perda de Peso [mg] DP Perda de Peso R desgastem [mg/m]-1 DP Rdesgastem FeCrC+Nb 53.4 44.96 5.3785 32.2811 3.5789 41.1 40.5 47.1 42.7 FeCrC+Ti 29.6 42.36 7.9983 35.0858 7.9304 43.3 49.4 48.7 40.8 FeCrC+Ti com adição FeCrC+Nb 47.6 38.82 8.1202 38.5245 9.3051 38.9 44.6 26.7 36.3
Figura 5. Resultados da perda de massa e da resistência ao desgaste abrasivo de cada revestimento.
A Fig. 6 ilustra as superfícies de desgaste dos corpos de prova ensaiados, permitindo observar diferentes comportamentos por consumível. A seta na figura indica o sentido de entrada das partículas abrasivas durante o ensaio. Observa-se que o arame FeCrC+Nb (Fig. 6a) proporcionaram revestimentos com trincas perpendiculares ao cordão, além de porosidade, e que o revestimento FeCrC+Ti (Fig. 6b) não apresentou trincas visíveis, mas com pequenas quantidade de porosidade. Já no caso dos revestimentos de FeCrC+Ti (Fig. 6c)com adição de arame não energizado de FeCrC+Nb observou-se a presença de algumas porosidades. Visualmente observa-se maior uniformidade do desgaste do revestimento FeCrC+Nb, o qual apresentou superfície de desgaste com riscamento mais fino, enquanto os outros corpos de prova revestidos com o FeCrC+Ti apresentaram desgaste seletivo (regiões marcantes com diferentes resistências ao desgaste).
A diminuição da resistência ao desgaste nas amostras revestidas com FeCrC+Nb pode ser atribuída à elevada presença de trincas transversais na direção de desgaste e porosidades onde as partículas abrasivas podem-se adentrar e, somadas com a compressão imposta pelo disco de borracha provocam um desgaste mais acentuado na extremidade de saída. Este fenômeno pode ser observado na Fig. (6a), revestimento de FeCrC+Nb, onde a trilha deixada pelas partículas abrasivas no sentido de deslocamento na extremidade de cada descontinuidade, indicado pela seta amarela na figura.
Figura 6. Imagens, em tamanho natural, de uma amostra de cada revestimento feitas após o ensaio de desgaste com abrasômetro de Roda de Borracha. a) FeCrC+Nb, b) FeCrC+Ti e c) FeCrC+Ti com adição de
arame não energizado de FeCrC+Nb.
Os revestimentos realizados com a liga FeCrC+Ti com adição de arame não energizado de FeCrC+Nb tiveram a finalidade avaliar a resistência ao desgaste com misturas de elementos como o Ti, Nb, V e Mo, conforme apresentado na Tab. (1) e verificar se essa mistura de elementos de liga pudesse aumentar a resistência ao desgaste, fato que realmente ocorreu, apesar de um aumento em média de 35,08 (mg/m)-1 do FeCrC+Ti para 38,52 (mg/m)-1 da mistura dos dois arames. È bom frisar que a quantidade de metais (liga FeCrC+Nb) adicionado a poça de fusão da liga FeCrC+Ti foi aproximadamente de 10%.
3.2. Microestrutura dos revestimentos.
As microestruturas dos três revestimentos são apresentadas na Fig (7). A Fig. (7a) corresponde à microestrutura resultante do revestimento da liga FeCrC+Nb, pode-se observar a presença de carbonetos do tipo M7C3 e de carbonetos
de nióbio (NbC de 2 a 10 µm) distribuídos aleatoriamente na matriz . Hernandez (1997); Zhi (2008) e Lima e Ferraresi (2009) citam que as ligas do sistema FeCrCNb apresentam essencialmente o mesmo tipo de microestrutura das ligas contendo apenas FeCrC, ou seja, dendritas de austenita com carbonetos M7C3 massivos, além da presença de carbonetos
NbC na forma primária e secundária. Fato este também observado neste trabalho. Os carbonetos (NbC), apresentam formatos semelhantes a geometrias quadradas ou hexagonais, Fig. (7a).
Segundo Polido e Gallego (2006), os carbonetos massivos (Fe,Cr)7C3 ou M7C3 são os primeiros a se formarem na
solidificação da poça de fusão rica em ferro, cromo e carbono. A região onde estão precipitados os carbonetos (matriz) é uma mistura de várias fases, composta principalmente de ferrita, carbonetos secundários do tipo M7C3 e carbonetos
M23C6.
A microestrutura resultante do revestimento construído com a liga de FeCrC+Ti é apresentada a Fig. (7b), onde observa-se uma matriz homogênea com uma distribuição uniforme de carbonetos de titânio de formatos irregulares e de tamanhos variando entre 1 a 8 µm. Verifica-se a ausência de carbonetos do tipo M7C3 devido ao baixo teor de cromo
presente na liga (6,5%Cr em peso), pois a formação dos carbonetos de titânio a alta temperatura e antes da precipitação dos carbonetos primários do tipo M7C3. Este fato foi também observado no trabalho deZhi et al. (2007).
A Fig. (7c) e a Fig. (7d) apresentam a microestrutura obtida da mistura das ligas FeCrC+Ti e FeCrC+Nb, sendo a ultima não energizada. Observa-se novamente a presença de carbonetos de titânio finamente distribuídos pela matriz, e quando atacada por Murakami pode-se observar a presença de alguns carbonetos de nióbio com o formato pequeno e alongado. Este formato nos carbonetos de nióbio também foi observado por Scandella e Scandella (2004) em ligas com teores de Nb de até 3 wt-%.
O desempenho semelhante das ligas estudadas neste trabalho com relação a resistência ao desgaste se justifica pela presença de pequenos carbonetos distribuído na matriz, independente do tipo de liga utilizado. No trabalho de Lima e Ferraresi (2009), o desempenho em laboratório (roda de borracha) apresentou uma superioridade da liga FeCrC+Nb sobre a liga FeCrC+Ti, entretanto os autores observaram carbonetos de titânio muito maiores que os carbonetos de nióbio.
Figura 7. Microestruturas dos revestimentos, a) FeCrC+Ti, b)FeCrC+Nb, c) FeCrC+Ti com adição de arame não energizado de FeCrC+Nb – Ataque com Kalling por 10 seg, d) FeCrC+Ti com adição de arame não
energizado de FeCrC+Nb – Ataque com Murakami 60°por 10 seg. 4. CONCLUSÕES.
¾ Os revestimentos duros analisados no presente trabalho oferecem uma boa alternativa para a recuperação dos componentes submetidos ao desgaste abrasivo como as facas picadoras presentes no processo do tratamento da cana de açúcar. Em especial o revestimento feito com FeCrC+Ti com adição de arame não energizado de FeCrC+Nb - cuja microestrutura está formada por carbonetos de titânio numa matriz austenítica-martensítica e a presença de carbonetos de nióbio, apresentam melhor resistência ao desgaste (menor perda de massa) durante o ensaio de desgaste de baixa tensão em abrasômetro de roda de borracha.
¾ O revestimento feito com a liga FeCrC+Ti apresentou uma microestrutura formada por carbonetos de titânio distribuídos finamente na matriz austenítica-mertensítica e quando comparado com a liga de FeCrC+Nb apresentou, em valores médios, melhor resistência ao desgaste abrasivo.
¾ A microestrutura obtida nos revestimentos da liga FeCrC+Nb são formadas por carbonetos primários do tipos M7C3
ricos em cromo e carbonetos de nióbio (NbC) distribuídos de forma aleatória na matriz.
5. AGRADECIMENTOS
Os autores expressam o seu agradecimento às instituições que apoiaram para realização deste trabalho, UFU/FEMEC, FAPEMIG, CNPq e CAPES.
6. REFERÊNCIAS
Corrêa, C. A. Aço Inoxidável Martensítico Aplicado em Revestimento Pelo Processo MIG Pulsado e Convercional. 2000. Dissertação (Mestrado) - Unicamp, Campinas, SP, 2000.
Buchely, M.F., Gutierrez, León, J.C., Toro, A., 2005, “The effect of microstructure on abrasive wear of hardfacing alloys, Wear, 259, pp 52-61.
Fan, C., Chen M., Chang, C., Wu, W., 2006, “Microstructure change caused by (Cr,Fe)23C6 carbides in high chromium
Fe–Cr–C hardfacing alloys”, Surface & Coating Technology, 201, pp 908-912.
Hernandez, O. J. S., 1997. Otimização do Consumível na Solda de Revestimento Aplicada na Indústria Sucroalcooleira. Universidade Federal de São Carlos. Dissertação de Mestrado. 102 p.
Ibarra, A. L., Herrera, E. A., Gómez, E. C.; Baltazar, E. L., “Influencia del coeficiente de dilución sobre la dureza de la capa aportada en el relleno superficial”. In: 5as Jornadas de Investigación 2000 – 2001, Universidad Autónoma de Zacatecas, 25 a 29 de julho de 2001 ,Trabalho No: TI/UI-22/101.
Lima, A., Ferraresi, V., 2009, “Análise da microestrutura e da Resistência ao Desgaste de Revestimento duro Utilizado pela Indústria sucroalcooleira”, Soldagem & Inspeção, SP, Vol. 14, pp 140-150.
Polido, R. S. E Gallego, J., 2006. Estudo da Microestrutura de Revestimento Duro Aplicado nos Equipamentos da Indústria Sucroalcooleira Sujeito ao Desgaste Abrasivo, UESP/FEI
Scandella, F; Scandella, R., 2004, “Development of hardfacing material in Fe-Cr-Nb-C system for use under highly abrasive conditions”, Materials Science and Technology, UK, v. 20, pp 93 – 104.
UNICA, 2010, União da Indústria da Cana de Açúcar, www.unica.com.br,.
Yang, K., Yu, S., Li, Y. and Li, C., 2008, “Effect of carbonitride precipitates on the abrasive wear behaviour of hardfacing alloy”, Aplied Surface Science, 254, pp 5023-5027.
Zhi, X., Xing, J., Fu, H., Xiao, B., 2007, “Effect of niobium of the as-cast microestruture o hypereutetic high chromium cast iron”, Materials Letters, Vol 62, pp 857 – 860
7. DIREITOS AUTORAIS
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluídos no seu trabalho.
INFLUENCE OF WELDING TECHNIQUE AND THE TYPE OF FILLER
METAL IN THE WEAR RESISTANCE OF HARDFACING WELD
DEPOSITS.
Dayana Beatriz Carmona García; dbcarmonag@gmail.com Valtair Antonio Ferraresi; valtairf@mecanica.ufu.br
Universidade Federal de Uberlândia, UFU, FEMEC, Campus Santa Mônica, CEP 38.400-902, Uberlândia, MG
Abstract: The Brazil's sugar/alcohol sector has presented a significant increase in the recent years getting the
attention of his producers in the search to maintaining the lowest costs in the processing of sugar. Between production costs, the maintenance costs are one of the higher due to the metallic's mass losses in cut tools by wear. This research’s objective is the study of wear resistance of three hardfacing alloys applied by Flux Cored Arc Welding process, and Flux Cored Arc welding (FCAW) process no-energized wire or cold wire. For this purpose, two commercial self-shield cored welding wires – FeCrC+Ti (Hardface TIC-O) and FeCrC+Nb (Hardaface CN-O) – with 1,6 mm of diameter were used, one of them (FeCrC+Nb) was also used like no-energized wire. The hardfacing alloys were deposited onto SAE 1020 steel plates. The self-shielded flux cored wires were welded in short-circuit transfer mode with the same current and voltage values. For the Rubber Wheel Test were made test bodies following the ASTM G65-00 recommendations. Wear evaluation was made by mass loss. The FeCrC+Ti alloy and the FeCrC+Nb had very close values of wear, and hardfacing applied by FCAW with no- energized wire (FeCrC+Ti with addition of FeCrC+Nb) presented a slight increase in wear resistance showing the technical viability of FCAW with no-energized wire.
