PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS
BRÁULIO CAMPAGNARO SANTANA
INFLUÊNCIA DO CROMO E NIÓBIO NO DESEMPENHO QUANTO AO DESGASTE ABRASIVO EM REVESTIMENTOS DUROS
VITÓRIA 2017
INFLUÊNCIA DO CROMO E NIÓBIO NO DESEMPENHO QUANTO AO DESGASTE ABRASIVO EM REVESTIMENTOS DUROS
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Metalúrgica e de Materiais do Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia do Espírito Santo como requisito parcial para obtenção do Título de Mestre em Engenharia Metalúrgica e de Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Adonias Ribeiro Franco Júnior
VITÓRIA 2017
(Biblioteca Nilo Peçanha do Instituto Federal do Espírito Santo) S232i Santana, Bráulio Campagnaro.
Influência do Cromo e Nióbio no desempenho quanto ao desgaste abrasivo em revestimentos duros / Bráulio Campagnaro Santana. – 2017.
90 f. : il.; 30 cm
Orientador: Adonias Ribeiro Franco Júnior.
Dissertação (mestrado) – Instituto Federal do Espírito Santo, Programa de Pós-graduação em Engenharia Metalúrgica e de Materiais, Vitória, 2017.
1 Engenharia de materiais. 2. Resistência de materiais. 3.
Engenharia metalúrgica. 4. Cromo. 5. Nióbio. I. Franco Júnior, Adonias Ribeiro. II. Instituto Federal do Espírito Santo. III. Título.
MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
INSTITUTO FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS
BRÁULIO CAMPAGNARO SANTANA
INFLUÊNCIA DO CROMO E NIÓBIO NO DESEMPENHO QUANTO AO DESGASTE ABRASIVO EM REVESTIMENTOS DUROS
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Metalúrgica e de Materiais do Instituto Federal de Educação, Ciência e Tecnologia do Espírito Santo como requisito parcial para obtenção do título de Mestre em Engenharia Metalúrgica e de Materiais.
Aprovada em 23 de março de 2017.
COMISSÃO EXAMINADORA
Prof. Dr. Adonias Ribeiro Franco Júnior Instituto Federal do Espírito Santo
Orientador
Prof. Dr. Cássio Santos de Carvalho Instituto Federal do Espírito Santo
Profª. Dra. Olga Liskevych Universidade Federal do Espírito Santo
Declaro, para fins de pesquisa acadêmica, didática e técnico-científica que a presente Dissertação de Mestrado pode ser parcialmente utilizada desde que se faça referência à fonte e ao autor.
Vitória, 23 de março de 2017.
Dedico este trabalho a minha esposa Glacieri, em especial aos meus pais e irmãos, e amigos.
A Deus primeiramente.
Ao professor Dr. Adonias Franco Ribeiro Júnior, pela disponibilidade e orientação na elaboração deste trabalho.
Aos amigos e demais docentes do curso de pós-graduação em Metalurgia e Materiais do IFES.
À equipe técnica e administrativa do PROPEMM.
À empresa VALE S.A., pela colaboração na execução dos procedimentos realizados e liberação para estudos e pesquisas.
À empresa Kestra, pela parceria e serviços realizados em conjunto para o desenvolvimento do trabalho.
Dentre os diversos materiais utilizados em mineração, destacam-se os revestimentos duros aplicados em chapas de desgaste usadas em casas de transferência e moegas alimentadoras de pelotas de minério de ferro. Muitos desses revestimentos se compõem de elementos de liga como Fe-Cr-C depositados através do processo de sobreposição por solda, também conhecido como “weld overlay”, o qual proporciona a formação de uma camada de carboneto de cromo de alta resistência ao desgaste abrasivo em substratos a base de aço carbono estrutural. Atualmente existem outras ligas que apresentam melhor desempenho, desenvolvidas através da adição de Nb, B, W, V, entre outros ligantes classificados como formadores de carbonetos complexos. Neste trabalho, foram estudadas três ligas de revestimento, duas delas contendo Fe-Cr-C, sendo uma com aproximadamente 28% (p) de Cr e outra com 38% (p) de Cr. A terceira liga foi especificada com 24% (p) de Cr e 7,0% (p) de Nb. Ensaios de desgaste abrasivo roda de borracha foram realizados conforme norma ASTM G65-04, além de medições de dureza, perfis de microdureza ao longo do revestimento e caracterizações microestruturais por microscopia óptica. Os resultados mostraram que os revestimentos contendo Nb, depositados com uma ou duas camadas de solda, possuem maior resistência ao desgaste abrasivo, seguidos pelos revestimentos com maior teor de Cr. Os revestimentos que possuem maior fração volumétrica de carbonetos, finamente distribuídos na matriz, apresentaram os melhores resultados na resistência ao desgaste. Através da análise no microscópio confocal 3D nos revestimentos contendo Cr, notou-se que os mecanismos de desgaste predominantes são do tipo microcorte e microssulcamento, enquanto naqueles contendo nióbio prevalece o desgaste por rolamento em boa parte da superfície. Nos revestimentos com Nb, no entanto, também se verificou a presença de alguns sulcos. A partir dos resultados deste trabalho, constatou-se que a liga contendo Nb apresenta o melhor desempenho na resistência ao desgaste abrasivo em relação às demais, e sua aplicação pode ser recomendada na indústria de mineração.
Palavras-chave: Revestimentos duros. Equipamentos de transferência de minério e pelotas. Mecanismos de desgaste.
ABSTRACT
Among several materials used in mining, hard coatings applied in wear plates used in transfer houses and hoppers for feeding iron ore pellets are highlighted. Such coatings are mostly constituted of alloying as Fe-Cr-C, and are deposited by the weld overlay process, which provides the formation of a high abrasive wear resistant hard coating on structural carbon steel substrates. Nowadays, alternative alloys have been developed for promoting a better performance by adding alloying such as Nb, B, W, V, and others classified as complex carbide formers. In this work three different coating alloys were studied: two of them containing Fe-Cr-C, one with approximately 28% (w) of Cr and another with 38% (w) of Cr. The third alloy was specified with 24% (w) of Cr and 7.0% (w) of Nb. Rubber wheel abrasive wear tests were performed according to ASTM G65-04, in addition to hardness measurements, microhardness profiles along the coating and microstructural characterization by optical microscopy. The results showed that Nb containing alloy, deposited either with a single or two layers, had a higher abrasive wear resistance, followed by high Cr alloy. The coatings which have high volumetric fraction of carbides finely distributed in the matrix offered the best wear resistance. Through the analysis in the 3D confocal microscope in the Cr containing coatings it was observed that the predominant mechanisms of wear are of the microccuting and microploughing, while in those containing niobium, rolling wear prevails on a large part of the surface. In the coatings with Nb, however, the presence of some grooves was also observed. From the results of this work, it was verified that the alloy containing Nb presents the best performance in abrasive wear resistance in relation to the others, and its application can be recommended in the mining industry.
Keywords: Hard coatings. Equipment for transfer of ore and pellets. Mechanisms of wear.
Figura 1 - Ilustração dos quatro principais mecanismos de desgaste. ... 18 Figura 2 - Influência no desgaste abrasivo para materiais homogêneos e
heterogêneos em função da relação dureza do abrasivo e
dureza do material desgastado ... 20 Figura 3 - Esquemático do desgaste abrasivo entre: (a) dois corpos;
(b) três corpos; (c) erosão ... 21 Figura 4 - Pelotas de minério atingindo as chapas de desgaste em chutes
de transferência ... 23 Figura 5 - Representação esquemática das interações físicas entre as
partículas abrasivas e superfície dos materiais ... 24 Figura 6 - Fotografias reais dos Mecanismos de desgaste abrasivo:
(a) microsulcamento e (b) microsulcamento com formação de proa; (c) microcorte... 25 Figura 7 - Microcorte e microsulcamento de acordo com a relação ângulo
de ataque / ângulo de ataque crítico para a partícula abrasiva. ... 26 Figura 8 - Esquemático do mecanismo de desgaste por fratura frágil ... 26 Figura 9 - Esquemático do processo de desgaste por fratura frágil ... 27 Figura 10 - Representação do contato abrasivo e superfície correlacionando
as durezas ... 28 Figura 11- Velocidade de desgaste relativo em função da razão entre dureza
do abrasivo e dureza do metal ... 29 Figura 12 - Valores de dureza vickers para alguns minerais e fases ... 29 Figura 13 - Influência da geometria da partícula abrasiva no desgaste abrasivo ... 30 Figura 14 - Relação do carregamento e distância de deslizamento com a perda de massa do material ... 32 Figura 15 - Representação esquemática de desgaste por abrasão a baixa tensão .. 34 Figura 16 - Esquema do abrasômetro roda de borracha pela norma ASTM G65 .... 37 Figura 17 - Parâmetros geométricos e diluição do revestimento após soldagem ... 39 Figura 18 - Representação da aplicação de revestimento duro através da
técnica descrita acima (lado esquerdo); chapa de desgaste
Figura 20 - Microestrutura de revestimentos duros ricos de carbonetos
complexos com Nb, Mo e B ... 46 Figura 21 - Efeito do tamanho e fração volumétrica de carbonetos ... 47 Figura 22 - Efeito da dureza e da microestrutura na velocidade de desgaste
relativa de um aço CrMo ... 48 Figura 23 - Chapa base padrão preparada para o início do processo de
soldagem por arame tubular. ... 52 Figura 24 - Máquina de soldagem para arame tubular utilizada na confecção
dos corpos de prova. ... 52 Figura 25 - Chapas revestidas através do processo de soldagem por arame
tubular “weld overlay” ... 53 Figura 26 - Amostras T63, T65 e T70 soldadas a corrente de 450 A: a) antes
do processo de retífica para os ensaios; b) após processo de
retífica para os ensaios. ... 54 Figura 27 - Amostras T63, T65 e T70 embutidas a quente em baquelite para
análise micrográfica. ... 56 Figura 28 - Durômetro utilizado no laboratório do MIB para os ensaios de
dureza escala Rockwell C. Ao lado direito da figura, tem-se
a exemplificação de uma das amostras sendo ensaiada. ... 57 Figura 29 - Demonstração de como foi traçado o perfil de microdureza Vickers (HV) das ligas. ... 58 Figura 30 - Abrasômetro roda de borracha utilizado nos ensaios de
desgaste abrasivo das ligas. Ao lado esquerdo, têm-se o
equipamento por completo e ao lado direito vê-se o detalhamento
da interação três corpos. ... 59 Figura 31 - Balança utilizada para a medição dos pesos das amostras antes e
após os ensaios de desgaste abrasivo. ... 61 Figura 32 - Micrografia do aço A-36 em seu estado como recebido para a
deposição das ligas: a) T63; b) T65 e c) T70. ... 62 Figura 33 - Perda de volume (mm³) do metal de base aço A-36 após ensaios
de desgaste abrasivo. ... 63 Figura 34 - Micrografia da liga T63 soldada pelo processo arame tubular em
uma corrente de 450 A. ... 65 Figura 36 - Micrografia da liga T70 soldada pelo processo arame tubular em
uma corrente de 450 A. ... 67 Figura 37 - Comparação dos valores médios de dureza (HRC) entre as ligas
com duas camadas de deposição. ... 70 Figura 38 - Comparação dos valores médios de dureza (HRC) entre as ligas
com apenas uma camada de deposição. ... 71 Figura 39 - Identificação das regiões da liga T63 e o perfil de microdureza
Vickers (HV) correspondente às regiões. ... 72 Figura 40 - Identificação das regiões da liga T65 e o perfil de microdureza
Vickers (HV) correspondente às regiões. ... 73 Figura 41 - Identificação das regiões da liga T70 e o perfil de microdureza
Vickers (HV) correspondente às regiões. ... 74 Figura 42 - Valores de perda de volume médio por liga após os ensaios de
desgaste abrasivo por roda de borracha contendo duas camadas
de deposição a 450 A. ... 76 Figura 43 - Valores de perda de volume média por liga após os ensaios de
desgaste abrasivo por roda de borracha contendo uma camada
de deposição a 450 A. ... 77 Figura 44 - Trilhas de desgaste dos corpos de prova após os ensaios de abrasão por roda de borracha; a) liga T63; b) liga T65; c) liga T70. ... 79 Figura 45 - Superfícies de desgaste no microscópio confocal em um aumento
de 50X; a) Liga T63; b) Liga T65; c) Liga T70. ... 80 Figura 46 - Fotografia do relevo em um aumento de 50X retirada no
microscópio confocal da liga T63. ... 82 Figura 47 - Fotografia do relevo em um aumento de 50X retirada no
microscópio confocal da liga T65. ... 82 Figura 48 - Fotografia do relevo em um aumento de 50X retirada no
Tabela 1 - Parâmetros conforme norma ASTM G65-04 para os ensaios roda
de borracha. ... 36 Tabela 2 - Comparação e seleção dos processos de soldagem ... 38 Tabela 3 - Custo comercial das ligas escolhidas. ... 49 Tabela 4 - Ligas utilizadas como revestimento duro para proteção ao desgaste. ... 49 Tabela 5 - Parâmetros de soldagem para confecção dos corpos de prova ... 51 Tabela 6 - Análise química do material do metal de base (% em peso) ... 55 Tabela 7 - Análise química do material do revestimento das ligas (% em peso). .... 55 Tabela 8 - Medições de dureza HRB para o metal de base ... 63 Tabela 9 - Resultados de fração volumétrica das ligas ... 68 Tabela 10 - Medições de dureza HRC para as amostras contendo duas
camadas de deposição ... 69 Tabela 11 - Medições de dureza HRC para as amostras contendo apenas
uma camada de deposição ... 71 Tabela 12 - Valores de massa registrados na balança antes e após ensaios
de desgaste abrasivo roda de borracha para as ligas contendo
duas camadas depositadas a 450 A. ... 75 Tabela 13 - Valores de massa registrados na balança antes e após ensaios
de desgaste abrasivo por roda de borracha para as ligas contendo uma camada de deposição a 450 A. ... 76
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ... 14 2 OBJETIVOS ... 16 2.1 OBJETIVO GERAL ... 16 2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ... 16 3 REVISÃO BIBLOGRÁFICA ... 17 3.1 DESGASTE ... 17 3.1.1 Conceitos e classificações ... 17 3.1.2 Desgaste abrasivo ... 18
3.1.3 Mecanismos do desgaste abrasivo ... 23
3.2 FATORES QUE INFLUENCIAM O DESGASTE ... 28
3.2.1 Dureza do abrasivo ... 28
3.2.2 Geometria do abrasivo ... 30
3.2.3 Tamanho do abrasivo ... 30
3.2.4 Fatores Externos ... 31
3.3 ENSAIOS DE DESGASTE ABRASIVO ... 32
3.3.1 Ensaio de abrasão a baixa tensão conforme norma ASTM G65 ... 34
3.4 REVESTIMENTOS DUROS APLICADOS POR SOLDAGEM ... 37
3.4.1 Técnica Weld Overlay (sobreposição por solda) ... 40
3.4.2 Tipos de ligas aplicadas em revestimentos duros ... 41
3.4.3 Soldagem por arame tubular ... 43
3.5 MICROESTRUTURA, DUREZA E RESISTÊNCIA AO DESGASTE ... 45
4 MATERIAIS E MÉTODOS ... 49
4.1 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL ... 49
4.1.1 Seleção das ligas de revestimento e metal de base... 49
4.1.2 Definição do processo e parâmetros de soldagem ... 51
4.2 PREPARAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA ... 51
4.2.1 Procedimento de soldagem ... 51
4.2.2 Confecção das amostras ... 54
4.3 CARACTERIZAÇÕES METALÚRGICAS DAS AMOSTRAS ... 55
4.3.3 Análise metalográfica ... 56
4.3.4 Análise de fração volumétrica dos carbonetos ... 56
4.4 ENSAIOS DE DUREZA ... 57
4.4.1 Medição de dureza Rockwell C (HRC) das ligas ... 57
4.4.2 Medição de microdureza Vickers (HV) das ligas ... 58
4.5 ENSAIOS DE DESGASTE ABRASIVO ... 59
4.5.1 Ensaio de desgaste abrasivo roda de borracha ... 59
4.5.2 Cálculos da perda de massa e volume ... 60
4.5.3 Análise dos mecanismos de desgaste ... 61
5 RESULTADOS E DISCUSSÃO ... 62
5.1 METAL DE BASE ... 62
5.1.1 Caracterização do metal de base aço A-36 ... 62
5.1.2 Dureza do metal de base A-36 ... 62
5.1.3 Ensaio de desgaste abrasivo roda de borracha do A-36 ... 63
5.2 LIGAS DOS REVESTIMENTOS ... 64
5.2.1 Caracterização das ligas de revestimento T63, T65 e T70 para corrente de soldagem de 450 A ... 64
5.2.2 Fração volumétrica de carbonetos nas ligas ... 68
5.2.3 Dureza Rockwell C (HRC) das ligas de revestimento T63, T65 e T70 para corrente de soldagem de 450 A ... 69
5.2.4 Microdureza Vickers (HV) das ligas de revestimento T63, T65 e T70 para corrente de soldagem de 450 A ... 72
5.2.5 Desgaste abrasivo das ligas de revestimento T63, T65 e T70 para corrente de soldagem de 450 A ... 74
5.2.6 Análise macro das superfícies de desgaste das ligas ensaiadas ... 78
5.2.7 Análise dos mecanismos de desgaste das ligas ensaiadas ... 79
6 CONCLUSÕES ... 84
7 SUGESTÕES PARA NOVOS TRABALHOS ... 87
1 INTRODUÇÃO
A logística de uma das principais commodities do país, minério de ferro, é um dos assuntos mais discutidos e estudados no cenário tecnológico da indústria de mineração. No processamento e transporte de minérios, um dos fatores mais preocupantes devido principalmente ao seu custo direto ou indiretamente é o desgaste dos componentes. Em chutes de transferência de minério ou pelota, o desgaste abrasivo normalmente intenso, ininterrupto pela alta operacionalidade e elevado volume transportado, surge como uma das principais causas de paralisações emergenciais das operações. Além das perdas emergenciais, o desgaste ocasiona um elevado custo em curto prazo em manutenções programadas destes chutes, pois constantemente há necessidade de reparos e/ou até mesmo substituições preventivas das chapas de desgaste que por finalidade protegem esses componentes. Neste contexto, a aplicação dos conceitos e métodos tribológicos é de extrema importância a fim de obter uma minimização das perdas decorrentes do desgaste que poderá ser promovida através de uma melhor seleção do material de revestimento correlacionado ao meio e as forças aplicadas ao sistema.
As chapas de desgaste utilizadas na indústria de mineração em geral são aplicadas tanto em chutes de transferência de correias transportadoras como em moegas alimentadoras de minério de ferro e/ou demais minerais sólidos. A finalidade desta aplicação é preservar a integridade estrutural das peças ou componentes dos quais se constituem os equipamentos, funcionando desta maneira como um item consumível do processo sendo sacrificada pelo desgaste antes que o mesmo possa providenciar um colapso da estrutura do equipamento.
Assim, a seleção do revestimento da chapa em função do tipo, composição química e natureza da liga, como também dos parâmetros gerais de todo sistema tribológico (força, velocidade, superfície de contato, meio e abrasivo) representará um efeito significativo na resistência ao desgaste.
Atualmente existem diversas técnicas de proteção ao desgaste, uma das principais utilizadas pelas indústrias vem sendo a “weld overlay”. Esta técnica consiste na aplicação de uma ou múltiplas camadas de revestimento através do processo de soldagem em um substrato metálico. Na maioria das vezes, o substrato utilizado é
um aço carbono estrutural comum, contendo em média 0,20% (p) de C. O principal objetivo desta técnica é depositar um material nobre sobre um substrato pobre, cujas características e propriedades de resistência do primeiro são desejáveis para proteção do equipamento. Além disso, a aplicação de um substrato não nobre reduz o custo total do material fabricado e torna viável economicamente sua aplicação na indústria.
Para a aplicação no ramo da mineração, a liga de revestimento mais comumente utilizada é Fe-Cr-C devido principalmente ao seu baixo custo relativo às demais ligas já desenvolvida a base de outros elementos como tungstênio, vanádio, níquel, titânio, boro, nióbio, entre outros.
O estudo dos mecanismos de desgaste abrasivo nas ligas mencionadas acima ainda é pouco explorado pela indústria de mineração para a aplicação em chutes de transferência.
Desta forma, o trabalho propõe um estudo comparativo da resistência ao desgaste abrasivo de ligas de revestimento a base de Fe-Cr-C com adição do elemento Nb e maior percentual em massa de Cr. Um dos principais motivos para a escolha do nióbio é pelo fato do Brasil ter as maiores reservas mundiais do elemento (98,43%) seguido por Canadá (1,11%) e Austrália (0,46%). Silveira (2013) cita que o país também é o maior produtor mundial e sua comercialização de forma geral vem evoluindo desde os anos 2000, tornando-se viável economicamente sua aplicação na indústria em diversos setores como os de petróleo e automotivo.
Os ensaios de resistência ao desgaste abrasivo, realizados conforme norma ASTM G65-04, proporcionarão um indicativo de quais ligas e parâmetros deverão ser utilizados para se obter um revestimento desejável, potencializando um aumento da vida útil do componente. Desta forma, a relação custo benefício deve ser levada em consideração já que o custo direto anual destas chapas chega a valores acima de R$ 3.000.000,00 em uma grande empresa de mineração, não deixando de destacar os custos indiretos com recursos, mão-de-obra, entre outros (Arquivo VALE S.A.).
2 OBJETIVOS
2.1 OBJETIVO GERAL
Estudar a influência da adição de Nb, bem como do aumento do teor de Cr, sobre a resistência ao desgaste abrasivo de ligas Fe-Cr-C aplicadas como revestimento de chapas de transferência de pelotas e de minério de ferro.
2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Calcular o volume de desgaste dos três tipos de revestimentos utilizando ensaio de desgaste por roda de borracha conforme norma ASTM G65-04;
Caracterizar e correlacionar as microestruturas dos revestimentos com os volumes de desgaste calculados;
Correlacionar o volume desgastado das diferentes ligas com suas respectivas durezas;
Comparar o desempenho na resistência ao desgaste abrasivo dos materiais quando soldados tanto em duas quanto em apenas uma camada de deposição;
Realizar um estudo comparativo através de gráficos da resistência ao desgaste abrasivo das ligas de revestimento e propor a aplicação em campo nos equipamentos de transferência de minério de ferro e pelotas utilizados na indústria de mineração;
Estudar a influência do elemento nióbio e da fração volumétrica de carbonetos distribuídos na matriz no desempenho quanto ao desgaste abrasivo;
Utilizar a microscopia confocal 3D para realizar as análises dos mecanismos de desgaste das ligas de revestimentos duros;
Realizar a análise de viabilidade econômica comparando os desempenhos dos revestimentos na resistência ao desgaste abrasivo e os respectivos custos de mercado;
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 DESGASTE
3.1.1 Conceitos e classificações
Inúmeras são as definições para o termo desgaste, na qual todas convergem para um princípio comum, a perda de material de um corpo. O fenômeno do desgaste é de maneira geral, o deslocamento de material causado pela presença de partículas duras que estão entre ou embutidas em uma ou ambas as superfícies em movimento relativo, (DIAS & GOMES, 2003).
Outro conceito definido para desgaste se dá pelo processo de remoção de material de uma superfície (corpo) devido ao rolamento ou deslizamento de partículas (contra corpo) ou em razão de reações que ocorrem na superfície do material (BHUSHAN et al.,1991).
De forma geral, o desgaste pode ser definido como: “perda progressiva de material de um corpo devido a seu movimento relativo entre partículas e/ou demais superfícies de corpos em contato”.
Em relação ao tribosistema, o qual dependerá significativamente das ações de interação entre os corpos, basicamente pode ser definido contendo um corpo sólido, um contra corpo e um elemento interfacial envolvidos num ambiente. Estes tribosistemas em sua maioria podem contemplar um movimento relativo tanto a dois quanto a três corpos.
O desgaste pode ocorrer na forma de perda de material ou dano superficial. O grande número de termos usados para descrever os tipos de desgaste dificultam a discussão de seus problemas. Diversos autores propuseram diferentes tipos de desgaste em função dos mecanismos de desgaste encontrados, dentre eles, abrasão, adesão, corrosão, fadiga superficial, impacto, erosão, cavitação e atrito. A norma DIN 50320 (1979) classifica os mecanismos de desgaste em quatro principais, sendo eles: adesão, reação triboquímica, fadiga superficial e abrasão. A Figura 1 abaixo representa um esquemático da definição da norma.
Figura 1 - Ilustração dos quatro principais mecanismos de desgaste.
Fonte: Adaptado ZUM GAHR, (1987).
Adesão: formação e quebra de ligações adesivas interfaciais.
Reação triboquímica: formação de um produto por reação química, como resultado de uma interação química entre os elementos do tribosistema iniciada por uma ação tribológica.
Fadiga superficial: fadiga ou a formação de fissuras nas regiões de superfície devido a ciclos de tensão tribológica que resultam na separação de material.
Abrasão: remoção de material devido “scratching”.
O estudo realizado neste trabalho contempla o desgaste por abrasão, na qual chapas de chutes de transferência de minério sofrem a remoção de material sistematicamente enquanto o material é descarregado.
3.1.2 Desgaste abrasivo e classificações
É o desgaste devido a partículas ou protuberâncias duras forçadas contra e movendo-se ao longo de uma superfície sólida. (ASTM G40-13)
ZUM GAHR (1992) define desgaste abrasivo como sendo o deslocamento de material causado pela presença de partículas duras entre superfícies, embutidas em uma ou ambas superfícies em movimento relativo, ou ainda por presença de protuberâncias duras em uma ou ambas superfícies em movimento relativo.
Estas partículas duras podem ser obtidas do próprio produto do processo como no caso do minério de ferro, assim como demais minerais em processos de transporte e moagem, como também de contaminações externas ao sistema tribológico. Em
relação às protuberâncias, estas surgem devido asperezas nas superfícies usinadas agindo como partículas duras quando em contato com demais superfícies.
De acordo com Eyre (1976), o desgaste abrasivo representa 50% dentre todos os tipos de desgaste encontrados na indústria. Outros autores afirmam que esta parcela aumenta ainda mais quando se tratam de elementos de máquinas chegando a atribuírem o valor de 90%, seguido de desgaste por fadiga e depois demais mecanismos.
Os tribosistemas para o desgaste abrasivo são encontrados de diversas formas em diferentes processos físicos existentes na indústria. Cada qual resultará em perda de material de acordo com suas particularidades como tipo de material desgastado, tipo e dureza do abrasivo, assim como ângulo de ataque entre outros.
Alguns exemplos de processos físicos que envolvem o desgaste abrasivo podem ser visualizados na figura abaixo como materiais descarregados em chutes (foco deste estudo), sistemas hidráulicos contaminados por particulados, extrusoras, trituradores de rochas, processos de metalurgia do pó e em geral superfícies ásperas que entram em contato entre si.
O desgaste abrasivo ocorre tanto em baixo quanto em alto nível de perda de material dependendo da relação entre as durezas do abrasivo e da superfície desgastada. Na Figura 2, pode ser notada a inclinação da curva de transição dos níveis de desgaste (baixo nível para alto nível) para materiais homogêneos e heterogêneos nas mesmas condições de relação entre dureza do abrasivo e superfície desgastada.
Verifica-se que para materiais heterogêneos ou com segunda fase dura (carbonetos), a transição de desgaste moderado para desgaste severo é mais suave comparada aos materiais com microestrutura homogênea. Em outras palavras, quando a relação entre as durezas do abrasivo e superfície de desgaste é igual a 1, a taxa de desgaste é muito mais brusca para os materiais homogêneos. Já para os materiais heterogêneos, a partir do momento em que a dureza do abrasivo ultrapassa tanto a dureza da matriz quanto a dureza dos carbonetos, a taxa de desgaste tende a aumentar de forma muito mais suave comparada aos materiais homogêneos. Ainda de acordo a Figura 2, é constatado que valores abaixo de 0,8 e
acima de 1,5 da relação entre as durezas pouco influenciam respectivamente na redução e no aumento da taxa do material desgastado.
Figura 2 - Influência no desgaste abrasivo para materiais homogêneos e heterogêneos em função da relação dureza do abrasivo e dureza do material desgastado.
Fonte: ZUM GAHR, (1987).
Verifica-se que para materiais heterogêneos ou com segunda fase dura (carbonetos), a transição de desgaste moderado para desgaste severo é mais suave comparada aos materiais com microestrutura homogênea. Em outras palavras, quando a relação entre as durezas do abrasivo e superfície de desgaste é igual a 1, a taxa de desgaste é muito mais brusca para os materiais homogêneos. Já para os materiais heterogêneos, a partir do momento em que a dureza do abrasivo ultrapassa tanto a dureza da matriz quanto a dureza dos carbonetos, a taxa de desgaste tende a aumentar de forma muito mais suave comparada aos materiais homogêneos. Ainda de acordo com o gráfico, é constatado que valores abaixo de 0,8 e acima de 1,5 da relação entre as durezas pouco influenciam respectivamente na redução e no aumento da taxa do material desgastado.
Algumas classificações para os modos de desgaste abrasivo são predominantes. Gates (1998) aborda que o desgaste seja classificado em função da severidade, e dividido em três regimes: leve, severo e extremo. Outros autores estudaram modos de desgaste, classificando-os em desgaste a dois corpos e desgaste a três corpos.
Hutchings (1992) classifica os modos de desgaste abrasivo em: desgaste abrasivo por rolamento ou desgaste abrasivo por riscamento. Nesse trabalho serão utilizados termos “desgaste a dois corpos” ou “três corpos” ou ainda “riscamento” ou “rolamento”, sem entrar em detalhes sobre as opiniões dos pesquisadores quanto à classificação em relação à severidade, aspecto visual ou outras caracterizações. Através da Figura 3, nota-se que o desgaste a dois corpos é causado por protuberâncias no contra corpo em relação ao corpo desgastado. Já para três corpos, há um movimento relativo entre duas superfícies e o abrasivo que pode rolar ou deslizar livremente entre as mesmas.
Figura 3 - Esquemático do desgaste abrasivo entre: (a) dois corpos; (b) três corpos; (c) erosão.
Fonte: HUTCHINGS, (1992).
Em relação ao tipo de abrasão, há vários mecanismos de desgaste descritos na literatura, entre eles, abrasão por goivagem, abrasão a alta tensão (moagem) e abrasão a baixa tensão (riscamento), sendo este último, objeto desse estudo.
Abrasão por Goivagem: É o desgaste que ocorre quando partículas abrasivas grosseiras e de grandes dimensões, principalmente dotadas de regiões pontiagudas cortantes com dureza maior do que a parte metálica que está sendo desgastada é impactada com pressões mais ou menos violentas e repetitivas contra o componente, causando o corte da superfície desgastada pelo abrasivo produzindo grandes sulcos e ranhuras visíveis a olho nu. Este tipo de abrasão é verificado em dentes de caçambas que trabalham em lugares onde há areia, rocha ou argila ou em esteiras transportadoras de minério bruto quando há transferência do material por queda.
Abrasão à Alta Tensão: É o desagaste que ocorre entre partículas abrasivas e metal, ocasionando o esmagamento do abrasivo ou não. A prensagem da partícula contra o metal pode ser exercida por pressões fortes ou médias, provocando o surgimento de pequenos fragmentos. As partículas abrasivas podem ser de dimensões médias
ou pequenas. A moagem provocada por partículas médias exerce a sua ação abrasiva superficial, arrancando fragmentos do metal, enquanto partículas pequenas provocará o desgaste superficial pelo deslocamento de pequenos fragmentos do metal. Este tipo de desgaste pode ser verificado nos seguintes equipamentos: Caçamba de escavação ou carga, lâminas niveladoras, arados, raspadores, cilindros de laminadores e rolos puxadores de linhas de laminação, etc.. No caso de abrasão a alta tensão, a literatura diz que o fator determinante para se obter resistência a esse tipo de abrasão, consiste em se obter uma microestrutura com presença de carbetos (partículas duras) em uma matriz dútil. Neste caso a partícula dura resistirá a ação de abrasão a alta pressão, protegendo a ação de desgaste da matriz dútil e mole. São ainda fatores determinantes o tipo, formato e distribuição dos carbetos no metal de solda (REBELLO et al., 1987).
Abrasão a Baixa Tensão: 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 microusinagem. Desta forma, os abrasivos com arestas vivas produzem desgastes mais severos e a dureza da superfície minimiza a penetração e reduz a velocidade do desgaste. Tipicamente, a abrasão a baixa tensão 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, além dos equipamentos de logística utilizados na mineração como, chapas de desgaste em chutes e moegas alimentadoras de minério de ferro entre outros minerais.
Quanto à abrasão a baixa tensão, diversos autores citam que geralmente há um acréscimo na resistência à abrasão com o aumento da dureza do revestimento. Já outros dizem que a resistência à abrasão a baixa tensão aumenta à medida que se obtém carbonetos mais grosseiros precipitados na matriz. As explanações acima mostram que o papel da microestrutura é muito importante no comportamento do material submetido a abrasão – seja por goivagem, a alta tensão ou a baixa tensão – e principalmente quanto aos produtos da decomposição da austenita enriquecida em carbono, ou seja, os carbonetos e partículas de segunda fase, e da forma como estes se apresentam na microestrutura.
Portanto, nota-se que à medida que se aumenta a quantidade das partículas duras, bem como o seu tamanho, há um melhor comportamento da resistência ao desgaste por abrasão à baixa tensão. Em relação à dureza, deve-se evitar relacionar esta propriedade diretamente com a resistência à abrasão, pois se sabe que os ensaios de dureza convencionais são ensaios quase estáticos, e não se relacionam muito bem à dureza sob condições onde a superfície metálica é atingida por partículas abrasivas em velocidades relativamente elevadas (REBELLO et al., 1987).
A Figura 4 ilustra a dinâmica real da partícula abrasiva em um chute de transferência de pelotas e minério de ferro. Nota-se que as partículas vão de encontro às chapas de desgaste fixadas na parede estrutural do chute. Desta forma, as chapas de desgaste sofrem primeiramente o impacto e posteriormente o deslizamento do abrasivo em sua superfície.
Figura 4 - Pelotas de minério atingindo as chapas de desgaste em chutes de transferência.
Fonte: Autor, (2016).
3.1.3 Mecanismos do desgaste abrasivo
De acordo com Zum Gahr (1987), os mecanismos de desgaste podem ser resumidos em três tipos principais, sendo eles: microplaughing, microcutting e mircrocracking, os quais podem ser entendidos como sulcamento e/ou riscamento, corte e lascamento.
O microploughing ou sulcamento seria a formação de um suco devido à deformação plástica, porém sem a remoção de material. 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 (ZUM GAHR, 1987).
O microcutting ou microcorte é o mecanismo com a remoção de material. Este 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 dúctil. O volume de perda de massa estritamente para este mecanismo é o mesmo volume do groove produzido pelo desgaste (ZUM GAHR, 1987).
O microcracking ou lascamento ocorre quando uma alta concentração de carregamento é imposta pela partícula abrasiva em superfícies de materiais quebradiços. É um processo de fragmentação da superfície frágil, pela formação e crescimento de trincas devido à ação da partícula abrasiva (ZUM GAHR, 1987). Nas Figuras 5 e 6 abaixo, são apresentados respectivamente, os mecanismos de desgaste abrasivo e as ilustrações reais retiradas em microscópio.
Figura 5 - Representação esquemática das interações físicas entre as partículas abrasivas e superfície dos materiais.
Figura 6 - Fotografias reais dos Mecanismos de desgaste abrasivo:
(a) microsulcamento; (b) microsulcamento com formação de proa; (c) microcorte.
Fonte: MARANHO, (2006).
Segundo Gregolin (1990), diferentes micromecanismos de desgaste abrasivo tem sido observados e identificados da seguinte maneira: para os materiais dúcteis, os mecanismos predominantes são sulcamento e microcorte. Já para os materiais frágeis, o mecanismo é o microtrincamento ou lascamento. Zum Gahr (1987) cita que os mecanismos sulcamento e corte são dominantes para as interações entre materiais mais dúcteis e que a proporção do volume deslocado para os lados é de acordo com o volume do groove que se estabeleceu no material. E ainda, para diferenciar a formação do sulco e corte no material, estes dependerão do ângulo de ataque da partícula dura.
Autores como Sedriks et al. (1963), citam que os materiais são retirados da superfície quando o ângulo de ataque da partícula dura abrasiva é maior que um valor crítico. Este ângulo de ataque crítico seria uma função do material desgastado e as condições de testes. Teoricamente, este ângulo descreve uma transição entre os mecanismos sulcamento e corte, na qual se pode observar na prática que quanto maior o ângulo de ataque da partícula abrasiva, predominante será o mecanismo de corte e consequentemente maior será a taxa de desgaste do material. Este fenômeno pode ser observado na Figura 7.
Figura 7 - Microcorte e microsulcamento de acordo com a relação ângulo de ataque / ângulo de ataque crítico para a partícula abrasiva.
Fonte: ZUM GAHR, (1987).
Um aumento significativo da dureza do material desgastado (frágil, por exemplo), pode resultar em uma transição de mecanismo, passando do microcorte para o mocrotrincamento conforme pode ser observado na Figura 8.
Figura 8 - Esquemático do mecanismo de desgaste por fratura frágil.
Fonte: MARANHO, (2006).
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 (GREGOLIN, 1990).
Hernandez (1997) e Fujimura et al (1998) propõem o processo de desgaste abrasivo conforme Figura 9, no qual as partículas abrasivas impactam a superfície do revestimento, atuando preferencialmente sobre a matriz metálica devido ao seu poder abrasivo, provocando desgaste da mesma. A matriz desgastada deixa sem proteção os carbonetos primários de cromo, o qual reduz a resistência às tensões externas de impacto das partículas abrasivas resultando no trincamento dos carbonetos, fraturando-os e eliminando-os do revestimento. O processo é repetitivo, e provoca o desgaste acelerado do revestimento.
Figura 9 - Esquemático do processo de desgaste por fratura frágil.
3.2 FATORES QUE INFLUENCIAM O DESGASTE ABRASIVO
Pode-se dizer que os principais fatores que influenciam na taxa de desgaste abrasivo de um material são a dureza, o tamanho e a geometria da partícula abrasiva. Há também a influência de parâmetros externos como velocidade de deslizamento e a força de compressão entre o abrasivo e a superfície do material.
3.2.1 Dureza do abrasivo
A dureza da partícula quando abrasão ou erosão estão envolvidas no processo, influencia diretamente na taxa de desgaste. Partículas com dureza menor que a superfície ocasiona uma menor perda de massa. Já para partículas com dureza maior que a da superfície em uma magnitude significativa, a taxa de desgaste abrasivo não se torna muito sensível à relação entre Ha/Hm (dureza do abrasivo / dureza do material), mesmo que a taxa de desgaste seja elevada.
Hutchings (1992) explica que para ocorrer indentação em uma superfície, a relação entre as durezas da partícula abrasiva e a superfície do material deverá ser maior de 1,2, assim, o abrasivo conseguirá deformar plasticamente a superfície plana do material caracterizando uma abrasão severa. Se esta relação for inferior a 1,2, a deformação ocorrerá na própria partícula, caracterizando uma abrasão suave. A explicação pode ser visualizada na Figura 10 abaixo.
Figura 10 - Representação do contato abrasivo e superfície correlacionando as durezas.
Exemplificando a relação entre as durezas dos materiais na influência à taxa de desgaste, a fase martensítica de um aço comum que possui uma dureza de aproximadamente 500 HV estará vulnerável quando partículas de sílica (quartzo) agredir sua superfície, pois estas possuem uma dureza de aproximadamente 800 HV, ou seja, uma relação Ha/Hm igual a 1,6. Na Figura 11, Wainer et al. (1992) ilustrou a influência da relação entre as durezas correlacionada a velocidade de desgaste.
Figura 11 - Velocidade de desgaste relativo em função da razão entre dureza do abrasivo e dureza do metal; Ha – dureza do abrasivo; Hm – dureza do material.
Fonte: WAINER et al., (1992).
Na Figura 12, Eyre (1978) cita alguns valores de dureza de materiais abrasivos e também de algumas fases.
Figura 12 - Valores de dureza vickers para alguns minerais e fases.
3.2.2 Geometria do abrasivo
A geometria das partículas também é um fator primordial influenciável nas taxas de desgaste abrasivo de materiais. De forma grosseira são equiaxiais, mas podem existir variações consideráveis de sua angularidade dependendo da origem. Partículas abrasivas angulares apresentam maior desgaste ao material de superfície que as 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 e, dependendo do ângulo de ataque pode causar a formação de cavaco (HERNANDEZ, 1997).
Figura 13 - Influência da geometria da partícula abrasiva no desgaste abrasivo.
Fonte: HERNANDEZ, (1997).
3.2.3 Tamanho do abrasivo
Em relação ao tamanho do abrasivo, o que se observa em geral, é que o volume de massa removido cresce com o tamanho da partícula, até que este atinja um valor crítico. Em alguns abrasivos, por exemplo, para partículas até 100 micrometros, a
taxa de desgaste reduz acentuadamente com a diminuição do tamanho do abrasivo. Para valores acima do citado, mesmo com um aumento significativo do tamanho do abrasivo, as taxas de perda de material são mais constantes, ou seja, as perdas são menos sensíveis a este parâmetro. Este comportamento é similar para muitas diferentes partículas de materiais abrasivos e metais.
Mesmo que não se tenha uma explicação definitiva e quantitativa da taxa de desgaste relacionada ao tamanho das partículas abrasivas, para materiais frágeis na qual o desgaste envolve mecanismos de fraturas (lascamentos), a dependência ao tamanho da partícula abrasiva na taxa de desgaste tem significância ainda maior que nos materiais dúcteis.
3.2.4 Fatores Externos
Alguns autores afirmam que demais parâmetros como velocidade de deslizamento e carga aplicada são fundamentais na influência à resistência ao desgaste. O primeiro devido ao aumento do atrito que por sua vez ocasiona um aumento no gradiente da temperatura de superfície do material desgastado, influenciando desta forma na alteração das propriedades mecânicas do material levando às possíveis transições para outros mecanismos de desgaste.
A influência do fator carga aplicada pela partícula abrasiva pode ser vista segundo a equação de Archard citada por Hutchings (1992) abaixo:
Q = K W
H Equação (1) Através da equação (1) acima, tem-se:
Q = taxa de desgaste por unidade de deslizamento; K = constante adimensional;
W = carga aplicada;
H = dureza do material desgastado;
Esta é uma equação teórica que relaciona o volume perdido por unidade de deslizamento (taxa de desgaste), numa situação de carregamento normal aplicado
em uma superfície. Como se pode observar, a taxa será proporcional à carga aplicada. Na Figura 14, pode-se verificar os gráficos que relacionam a perda de massa com as grandezas da equação acima, para os metais puros cobre e alumínio, além do aço AISI 1020.
Figura 14 - Relação da distância de deslizamento e carregamento com a perda de massa do material.
Fonte: HUTCHINGS, (1992).
Outro fator primordial na equação é a constante K também definida como coeficiente de desgaste, esta dependerá das condições de desgaste em que os corpos estarão submetidos, por exemplo, o mesmo material sofrerá um desgaste mais severo a seco do que em ambientes lubrificados.
A propriedade dureza do material a ser desgastado H possui uma forte relação à resistência ao desgaste. De forma geral, quanto mais dura a superfície do material a ser desgastada, maior a resistência às taxas de desgaste. Este comportamento também é similar tanto para metais puros quanto para ligas metálicas.
3.3 ENSAIOS DE DESGASTE ABRASIVO
Há diversas maneiras de se medir o volume desgastado em um ensaio devido às tensões atuantes no sistema. Os ensaios podem ser classificados em baixa tensão, alta tensão e tensão extrema. A diferença entre a baixa e alta tensão está no fato das partículas serem ou não fraturada durante o desgaste. No desgaste abrasivo a baixas tensões não ocorre a fratura dos abrasivos, diferentemente para altas
tensões, as partículas são fraturadas gerando fragmentos pontiagudos elevando desta forma a taxa de desgaste. O desgaste abrasivo por tensão extrema é detectado pela ocorrência de ranhuras profundas, geradas por grandes abrasivos quando solicitados por grandes tensões. Ainda, para caracterizar mais claramente o desgaste abrasivo a altas tensões, pode-se defini-lo como sendo aquele onde as tensões são suficientes para gerar deformação plástica em materiais com baixas e médias tensões de escoamento (GATES, 1998).
Dada a multiplicidade de fatores que intervêm nos processos de desgaste, é difícil predizer com um único ensaio o comportamento em serviço de um material. O que normalmente se faz é analisar a influência das variáveis mais significativas do fenômeno e planejar em laboratório o ensaio ou ensaios mais representativos em cada caso particular. Nos materiais submetidos a desgaste abrasivo, é comum que se avalie seu desempenho em função do tempo de serviço (vida útil), em termos de custos efetivo, ou seja, importante avaliar a relação custo benefício de forma comparativa entre materiais que poderão ser utilizados para o determinado revestimento (LIMA, 2008).
Os ensaios de laboratório usualmente são realizados para tomadas de algumas decisões correlacionando os materiais aplicados no revestimento aos seus mecanismos, proporcionando desta forma uma seleção ou até mesmo melhorias por análise comparativa para a aplicação adequada do material desejado. Noble (1984) afirma que existe uma grande dificuldade na comparação dos resultados experimentais obtidos em trabalhos de pesquisa de resistência ao desgaste devido à variação dos métodos e difícil controle dos parâmetros de ensaio. Para o desgaste abrasivo, não se viabilizou ainda um único ensaio universal.
Diversos ensaios foram idealizados e desenvolvidos visando a simulação das condições de desgaste, alguns dos quais são normalizados e têm rígidos procedimentos de execução, como o britador de mandíbulas para ensaios de abrasão por goivagem, o roda de borracha para ensaios de abrasão a baixa tensão e o pino sobre disco para ensaios de abrasão de alta tensão (NOBLE, 1984).
Neste trabalho será dado foco para o ensaio a baixa tensão, pois neste ensaio o material é desgastado gradualmente pela ação de pequenas partículas abrasivas, produzindo em sua superfície um raiado ou polido, em geral, levando ao sulcamento da superfície como já demonstradas por Hutchings (1992) e Gates (1998) em suas
pesquisas. Na interação abrasivo-metal (abrasivo não engastado), onde as partículas de areia, cimento ou pós se deslocam em velocidades variadas, essas partículas não são fraturadas (CONDE, 1986). Lima (2008) cita que esse tipo de abrasão ocorre frequentemente na superfície de equipamentos que direta ou indiretamente manuseiam terras, areias, minérios ou carvão, tais como, máquinas agrícolas, equipamentos de escavação, transporte, manuseio de minérios como chutes ou moegas de transferência, representados na Figura 15.
Figura 15 - Representação esquemática de desgaste por abrasão a baixa tensão.
Fonte: Adaptado de Lima, (2008).
3.3.1 Ensaio de abrasão a baixa tensão conforme norma ASTM G65-04
A configuração mais comum usada para abrasão a três corpos (corpo de prova, roda giratória e partículas abrasivas), tem seus princípios baseados na norma ASTM – G 65-04 (ensaio de abrasão por roda de borracha e areia seca), pela norma ASTM - G 105 (ensaio de abrasão por roda de borracha e areia molhada) e pela norma ASTM - B 611 (ensaio de abrasão por roda de aço e areia molhada, especificamente para carbonetos cementados). Todos os tipos de ensaios abrasivos foram derivados da máquina de ensaio abrasivo de Brinell, que usou um disco giratório de ferro fundido e um fluxo de areia seca para desgastar os corpos de prova.
O equipamento para teste abrasivo Roda de Borracha é o mais utilizado para ensaios de abrasão a baixa tensão, cujo procedimento é estabelecido pela norma ASTM G65-04.
O princípio de funcionamento deste equipamento consiste em esmerilhar um corpo de prova padronizado com areia de tamanho de grão e composição controlados. O abrasivo é introduzido entre o corpo de prova e um anel de borracha de dureza especificada, provocando riscamento (ASTM G65, 2010). 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 provas são pesados antes e após o ensaio e a perda de massa é determinada. Para possibilitar a comparação entre vários metais, torna-se necessário converter a perda de massa para perda de volume em milímetros cúbicos, devido à grande diferença nas densidades dos materiais.
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 frequência de contato. Neste método de ensaio em roda de borracha, estas condições são padronizadas para desenvolver uma condição uniforme de desgaste referida como desgaste por riscamento. Desde que o método não tenta reproduzir todas as condições dos processos (tamanho do abrasivo, formato, pressão, impacto, ou elementos corrosivos), o mesmo não deverá ser usado para prever a exata resistência ao desgaste de um dado material num meio específico. Os dados da perda de volume obtida do material ensaiado, cujo comportamento é desconhecido num meio abrasivo específico, devem ser comparados aos 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 confusão causada pelas variações de densidades (ASTM G65, 2010).
Com o uso da roda de borracha, o diâmetro da mesma diminui, e a quantidade de abrasão por riscamento desenvolvida numa dada prática irá, consequentemente, ser reduzida. A perda de volume atual produzida por esta roda será levemente menor, e
o valor da perda de volume deve ser corrigido. Assim sendo, deve-se calcular a perda de volume corrigida pela seguinte equação conforme norma (ASTM G65, 2010).
PVc = PV x 228,6 Equação (2). Dr
Onde:
PVc = Perda de Volume Corrigido;
PV = Perda de Volume do Corpo de Prova (relação entre perda de massa e densidade);
Dr = Diâmetro da Roda após uso (mm); 228,6 mm = Diâmetro da roda padrão.
Há cinco procedimentos recomendados para especificar o grau de resistência ao desgaste do material ensaiado, conforme mostra a Tabela 1.
Tabela 1 - Parâmetros conforme norma ASTM G65-04 para os ensaios roda de borracha. 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 Fonte: ASTM G65 (2004).
Nota-se que cada procedimento possui em particular sua severidade de ensaio sendo o mais adotado para revestimentos duros o procedimento A e B. De acordo com a norma ASTM G65-04, este tipo de ensaio é útil para materiais que variam de baixa, média a extrema resistência abrasiva. Na Figura 16 é ilustrado um protótipo do equipamento de ensaio de desgaste abrasivo por roda de borracha.
Figura 16 - Esquemático do abrasômetro roda de borracha pela norma ASTM G65.
Fonte: Adaptado da Norma ASTM G65, (2004).
3.4 REVESTIMENTOS DUROS APLICADOS POR SOLDAGEM
Brandi et al. (1992) definem que não há ainda uma classificação de metal de adição que envolva a maioria das ligas utilizadas para revestimento duro. As classificações existentes são baseadas na composição química do metal de adição depositado sem nenhuma diluição, como nas normas ASME A5. 13-80 e SFA A5. 21-80 (1983). Huctchings (1992) define que um revestimento duro é uma liga homogeneamente depositada por soldagem, na superfície de um material mole, geralmente um aço de baixo ou médio carbono, com o propósito de aumentar a sua dureza e resistência ao desgaste, sem provocar perda significativa de ductilidade e tenacidade do substrato. Conde (1986) afirma que os revestimentos duros são empregados com o fim de reduzir o desgaste por abrasão, erosão, impacto ou cavitação.
Atualmente existem vários tipos de processos de soldagem, e o mais adequado para a aplicação dependerá de diversos fatores conforme Tabela 2. A composição química associada à microestrutura do depósito é que conferirá o conjunto de propriedades mecânicas desejadas para o revestimento resistir ao desgaste (BRANDI et al, 1992). Dos inúmeros processos de soldagem aplicados, se destacam os eletrodos revestidos e os arames tubulares. Buchely et al. (2005) cita que os
eletrodos revestidos são utilizados devido ao seu baixo custo e facilidade de aplicação, enquanto os arames tubulares são preferidos pela alta produtividade aliada à alta qualidade de solda.
TABELA 2 - Comparação e seleção dos processos de soldagem.
Características Eletrodo
Revestido TIG MIG
Eletrodo Contínuo Tubular Arco sub- merso Oxiace- tilênica Plasma Deposição por chama Versatilidade 4 2 2 3 1 4 2 1 Custo 1 4 3 2 3 1 4 1 Fator Operacional: tempo de soldagem/ tempo total (%) 30 25 45 45 50 25 25 - Habilidade de operador 3 4 3 3 1 4 1 1 Energia de soldagem 2 2 3 3 4 3 1 1 a 4 Diluição (%) 10 a 30 2 a 20 10 a 50 20 a 40 30 a 80 2 a 20 20 - Taxa de deposição (kg/h) 1 a 5 0,2 a 1,3 1 a 15 1 a 15 6 a 20 0,2 a 1,0 2 a 6 0,2 a 20 Tamanho da peça Q L Q Q Q L Q L (rotação) Posição de
soldagem todas todas todas P, V, H P, H (*) todas
H, V, descendente H, V Frequência de revestimento NF NF F F F NF F NF Tipos de liga para revestimento todas Cr; Cr, Mo; Cr, W; Mo, Co, W Cr; Cr, Mo; Mo, Co e W todas exceto WC Cr, Mo - % de liga entre 2 a 25 Cr, Mo; Cr, Ni e Mo % de liga 12 a 50; WC Cr; Cr e Mo; % de liga 12 a 25; ligas de Ni-Cr todas
Fonte: Brandi et al., (1992).
Legenda: 1 = menor 4 = maior
Q = qualquer L = limitado
F = frequente NF = não-frequente
Em qualquer processo de soldagem utilizado, as propriedades mecânicas dos materiais podem ser afetadas diretamente pela diluição, a qual é definida como porcentagem do metal-base fundido ao metal de solda, ou seja, quanto menor a
diluição, menor a variação das propriedades de catálogo originais e composição química da liga de depósito (BRANI et al. 1992).
Conde et al. (1986) afirmam que, provavelmente, a principal diferença entre a soldagem de junta e a de revestimento é que esta última é afetada em maior grau pela diluição. Uma ilustração da influência da diluição na soldagem de revestimento pode ser conferida na Figura 17 abaixo.
Figura 17 - Parâmetros geométricos e diluição do revestimento após soldagem.
Fonte: Adapatado de KANNAN e MURUGAN, (LIMA, 2008).
Pesquisas em geral realizadas em soldas de revestimentos demonstram que para obter uma melhora na resistência ao desgaste do revestimento duro, deve-se aplicar a soldagem de múltiplas camadas. Neste caso, a partir da aplicação da segunda camada, o cordão de solda posterior refunde o anterior havendo menor influência do metal de base.
Segundo Conde (1986), muitas são as variáveis de processo de soldagem que afetam a diluição dentre elas: corrente, diâmetro do eletrodo, comprimento do eletrodo, espaçamento entre cordões, oscilação do eletrodo, velocidade de soldagem, posição de soldagem e inclinação da peça, inclinação do eletrodo (ângulo de avanço), proteção do arco, metal de adição e processo de soldagem.
3.4.1 Técnica Weld Overlay (sobreposição por solda)
Dentre as diversas técnicas de proteção superficial utilizadas nas indústrias destaca-se a técnica weld overlay que é a aplicação, por soldagem, de uma ou mais camadas de revestimento sobre uma superfície metálica. O maior objetivo desta técnica é depositar uma camada de material nobre sobre um substrato pobre, cujas características e propriedades de resistência do primeiro são desejáveis para proteção da estrutura do equipamento reduzindo assim seus custos com manutenção em geral. Dentre as aplicações desta técnica estão vasos de pressão, reatores e tubulações, os quais são revestidos internamente. Aplica-se revestimento externo em basculantes, escarificadores, perfuradores, caçambas de recuperadoras de minério, além de placas de chutes de transferência, componente de estudo fim para este trabalho.
Nos últimos anos, o sucesso na aplicação da técnica weld overlay deve-se, principalmente, a utilização de modernas tecnologias na concepção e na fabricação de eletrodos de materiais especiais.
Outra vantagem da utilização desta técnica citada por Quaresma (2014) está associada às inovações tecnológicas das modernas fontes eletrônicas para a soldagem bem como aos sistemas inteligentes de automatização e controle operacional, além da soldagem robotizada onde a produtividade é alta, são potencializadas a robustez dos sistemas e a repetibilidade na fabricação das estruturas soldadas. Esta técnica apresenta as seguintes vantagens na construção de revestimentos metálicos superficiais:
a) Formação de um reforço estrutural na localização de falhas de tal maneira que uma adequada capacidade de carga é proporcionada tanto na camada revestida quanto na espessura da parede original;
b) Formação de uma barreira resistente para prevenir a propagação de trincas provocadas pela erosão entre a camada revestida e o substrato;
c) Induz uma distribuição de tensão residual compressiva à parede do substrato, que inibe a formação e a propagação de trincas na união;
d) Previne o vazamento localizado proveniente de trincas axiais;
A Figura 18 representa a técnica de deposição da liga de revestimento em uma chapa base padrão. Verifica-se ao lado direito da Figura 18 uma parte da chapa de desgaste real utilizada em campo. Nota-se que a chapa apresenta muitas trincas perpendiculares à direção do cordão de solda, característica típica do processo de soldagem weld overlay.
Figura 18 - Representação da aplicação de revestimento duro através da técnica descrita acima (lado esquerdo); chapa de desgaste após aplicação do revestimento por soldagem (lado direito).
Fonte: Autor, (2016).
3.4.2 Tipos de ligas aplicadas em revestimentos duros
Como já mencionado anteriormente, não há uma classificação universal para as ligas de revestimento duro. Pelas normas ASME SFA A5.13-80 e A5.21-80, as ligas são baseadas na composição química do metal de adição depositado sem levar em consideração à diluição. Brandi et al. (1992) cita uma classificação baseada na composição química, na qual os tipos de ligas ferrosas são divididas em cinco classes:
Classe 1 – Aço baixa e média liga com 2 a 12% de elementos de liga. Classe 2 – Aço alto liga, incluindo os aços rápidos e aços ao manganês. Classe 3 – Ligas a base de ferro com 25% a 50% de elementos de liga. Classe 4 – Ligas a base de cobalto, níquel e níquel-cromo.
Classe 5 – Ligas com dispersões de carbetos de tungstênio entre 38 a 60% em matriz de liga útil.
Já Gregory (1980) apresenta uma classificação das ligas de revestimento em quatro grupos:
Grupo 1 – Ligas a base de ferro com menos de 20% de elementos de liga. Grupo 2 – Ligas a base de ferro com mais de 20% de elementos de liga. Grupo 3 – Ligas a base de níquel e/ou cobalto.
Grupo 4 – Ligas que contém carbonetos de tungstênio.
Ainda segundo Gregory (1980), as ligas de ferro fundido austeníticas e martensíticas de alto cromo são frequentemente referidas como ligas à base de carbonetos de cromo. Estas contêm cerca de 30% de Cr e a microestrutura consiste de carbonetos de cromo em uma matriz austenítica ou martensítica, ou uma mistura destas, dependendo da composição. Buchely et al. afirma que elementos como W, Mo, Nb e V podem ser adicionados para aumentar a dureza a quente e a resistência à abrasão, devido à formação dos denominados carbonetos complexos dispersos na matriz. Afirma ainda, que as ligas ricas em cromo são grandemente usadas para a aplicação de revestimentos duros devido ao seu baixo custo e alta disponibilidade. Lima (2008) cita que ligas de ferro fundidos de alto cromo exibem de 20 a 25 vezes maior resistência ao desgaste abrasivo que o aço baixo carbono em situações de desgaste tanto a dois corpos quanto a três corpos, quando partículas abrasivas são menos duras que as partículas de carbonetos. Zum Gahr (1987) complementa ainda que a excelente resistência à abrasão dos ferros fundidos ao alto cromo é atribuída à presença de grande fração em volume de carbonetos M7C3 (1300-1800 HV) na microestrutura.
Uma desvantagem do alto teor de cromo nas ligas Fe-Cr-C utilizadas para revestimentos duros é a limitação ao nível de impacto, pois os carbonetos de cromo duros são grandes e frágeis. À medida que os carbonetos são removidos da matriz durante o processo de desgaste, a perda de material da superfície se torna mais intensa. Autores como Atamert e Badeshia (1988) afirmam que para se melhorar a
tenacidade da liga, alguns elementos como Nb, Ti, V e W são adicionados para formação de carbonetos ainda mais duros que o de cromo, porém mais finos.
Corrêa et al. (2007) afirma que se os carbonetos desses elementos se distribuírem de forma uniforme em pequenos espaçamentos entre si, as partículas abrasivas não penetrarão na matriz mais tenaz, levando a uma melhoria da resistência ao desgaste somada à uma maior tenacidade.
O Nb possui maior afinidade com o C que o Cr, sendo assim, teoricamente a reação entre o C e o Nb ocorrerá mais rápida (METALS HANDBOOK, 1990). Desta forma os monocarbonetos de Nb solidificam primeiro e agem como núcleos para os carbonetos de cromo do tipo M7C3. Adição de B nestas ligas podem alcançar níveis de dureza acima de 4000 HV (boretos), enquanto os monocarbonetos de Nb e os carbonetos de cromo alcançam durezas respectivamente, 1900 a 3300 HV e 1090 a 1650 HV (BERNS e FISCHER, 1997).
Berns and Fisher ainda afirmam que a dureza do eutético dessas ligas varia de 900 a 1300 HV e o metal da matriz solidifica-se com estrutura austenítica entre 430 a 600 HV, martensítica entre 400 e 900 HV ou martensítica com austenita retida. Embora elementos como Nb e Ti são frequentemente adicionados às ligas de revestimento duro Fe-Cr-C para aumentar a resistência ao desgaste da liga, há poucos relatos na literatura referente à utilização de carbonetos complexos. A viabilidade econômica muito provavelmente não é satisfatória ainda, mas algumas aplicações podem se tornar vantajosas devido à combinação de aumentar a resistência ao desgaste sem comprometer a tenacidade da superfície do material.
3.4.3 Soldagem por arame tubular
O processo de soldagem Arame Tubular utiliza o calor gerado no arco elétrico para a fusão do metal e do eletrodo e um arame tubular alimentado continuamente. A proteção da solda é feita por meio de um fluxo contido dentro do arame, podendo ter ou não a proteção adicional de um gás suprido externamente (AWS, 1991).
O processo oferece duas variações que diferem no método de proteção do arco e da poça de fusão da contaminação atmosférica. No arame autoprotegido, a proteção do
