6º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO
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6 BRAZILIAN CONFERENCE ON MANUFACTURING ENGINEERING
11 a 15 de abril de 2011 – Caxias do Sul – RS - Brasil
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April 11 to 15 , 2011 – Caxias do Sul – RS – Brazil
COF11-0295 INFLUÊNCIA
OXIACETILÊNICA
NOS
NODULARES
DOS PARÂMETROS
FERROS
FUNDIDOS
DA SOLDAGEM
CINZENTOS
E
Eduardo Ken Tomoike; [email protected]
Sueli Fischer Beckert; [email protected]
Danielle Bond, [email protected]
Instituto Superior Tupy – (IST/SOCIESC), Rua Albano Schmidt no 3.333 Joinville/S.C.
Resumo: Com o amplo emprego dos ferros fundidos na indústria, pode surgir a necessidade de reparo por algum tipo
de falha, como trincas ou defeitos superficiais (porosidade, rechupe). Tal reparo pode ser realizado pelo processo de
soldagem oxiacetilênica, o qual possibilita produzir soldas com as mesmas propriedades químicas e mecânicas do
material de base. Este trabalho tem como objetivo estudar a influência dos parâmetros de soldagem oxiacetilênica nas
características das soldas em ferros fundidos cinzentos e nodulares. Para isso foi realizado um planejamento
experimental estudando o efeito dos principais parâmetros de soldagem (composição química do material de adição,
temperatura de pré-aquecimento e tratamento térmico pós soldagem). Os resultados mostraram que, para os níveis
estudados, as alterações da composição química dos materiais de adição e temperatura de pré-aquecimento não
apresentaram diferenças significativas nos níveis de dureza. Já a realização do tratamento térmico pós soldagem
(TTPS) favoreceu a obtenção de níveis de dureza próximos do material de base, requisito exigido por norma para
aprovação do reparo.
Palavras-chave: Soldagem, Oxiacetilênica, Reparo, Recuperação, Ferros Fundidos
1. INTRODUÇÃO
Ferros fundidos são ligas contendo mais de 2% de carbono e 1 a 3% de silício. A variação das propriedades destes
materiais se apresenta basicamente pela variação da composição química entre carbono e silício entre outros elementos
metálicos e não metálicos e variação da fusão, moldagem e tratamento térmico, sendo que sua microestrutura pode
apresentar parte do carbono sob a forma de grafita ou de cementita (Fe3C) (Stefanescu, 1998). Muito empregado na
indústria pelo baixo custo de fabricação, é utilizado em vários segmentos, sua aplicação é diversa, vai da linha
automotiva (fabricação de componentes como: blocos de motores, suspenção e freios), componentes de carcaças à
componentes de caldeiras (Santos, 1989).
Dados da ABIFA (Associação Brasileira de Fundição) indicam que a produção de ferros fundidos no Brasil é de
85% do total de material processado por fundição. Para o mês de agosto de 2010, a produção foi de 248.388 toneladas
de ferro fundido, enquanto no acumulativo entre janeiro a agosto, a produção já está em 2.136.873 toneladas (ABIFA,
2010).
Durante a fundição de peças de ferros fundidos, é comum o aparecimento de defeitos como porosidades, trincas e
rechupes. Estes defeitos podem estar relacionados a vários parâmetros do processo de fundição, como temperatura de
vazamento do metal líquido, inoculação, etc. (Santos, 1989). Mesmo realizando um estudo para otimizar estas variáveis
durante a fundição, a ocorrência de refugo devido a estes defeitos é extremamente comum. Para recuperação destas
peças refugadas, pode ser utilizado um processo de soldagem o qual utiliza material de adição similar à peça resultando
em microestruturas, e conseqüentemente propriedades mecânicas semelhantes ao material de base (MB). Este processo
de soldagem é o oxi-gás, o qual é um processo manual em que a fusão entre o metal de base e de adição é realizada
através de uma chama obtida pela combustão entre um combustível e oxigênio. O combustível mais utilizado, devido às
suas propriedades inerentes, é o acetileno chamando portanto este processo de oxiacetilênico (Ballis, 1993).
Os ferros fundidos são materiais conhecidos pela baixíssima soldabilidade, ou seja, grande probabilidade de
ocorrência de trincas durante e/ou após a soldagem. Este comportamento se deve ao fato, principalmente, de que estes
materiais possuem elevado teor de carbono aliado a baixa ductilidade (Bushley, 1993). O elevado teor de carbono pode
resultar na precipitação de carbonetos e não de grafitas, assim como levar ao aparecimento de martensita, ambos
estruturas duras e frágeis. A baixa ductilidade dos ferros fundidos, em especial dos cinzentos, faz com que as tensões
geradas durante a soldagem não sejam absorvidas pelo material fora da zona termicamente afetada (ZTA). Portanto
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Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2011
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estas características dificultam a soldagem e podem ter seus efeitos minimizados através da adoção de alguns
procedimentos de soldagem, tais como a realização de pré-aquecimento e tratamento térmico pós-soldagem (Bushley,
1993).
O pré-aquecimento, além de evitar a falta de fusão entre o material de base e de adição e reduzir as tensões
residuais, diminui a velocidade de resfriamento da solda produzindo microestruturas menos duras e frágeis o que reduz
a formação de trincas (Paris, 2003). El-Banna (1999) analisando o efeito dos parâmetros de soldagem com eletrodo
revestido de ENiFe–CI em ferro fundido nodular, verificou que a largura da ZTA aumenta conforme a temperatura de
TTPS aumenta, o que pode ter um impacto negativo pela diferença de dureza e resistência a tração entre esta região e o
material de base. O tratamento térmico pós-soldagem (TTPS) tem como objetivo decompor a cementita (carboneto de
ferro) formada durante a soldagem e transformar a martensita em uma fase menos dura e frágil. Portanto ele aumenta a
ductilidade da ZTA e usinabilidade do metal de solda (El-Banna, 2000)
Baseado neste contexto, este trabalho tem a finalidade de estudar a influência dos parâmetros de soldagem
oxiacetilênica dos ferros fundidos cinzentos (classe FC-200) e nodulares (classe FE-42012) através do comportamento
microestrutural e mecânico, objetivando fornecer subsídios na aplicação da soldagem em reparos destes materiais.
2. METODOLOGIA
Para a avaliação da influência dos parâmetros de soldagem oxiacetilênica foram preenchidas cavidades nos corpos
de prova com dimensões: 204 x 152 x 40 mm e rebaixo no centro da peça de 19mm conforme norma ABNT NBR
13244. Foi utilizado o ferro fundido cinzento classe FC-200, conforme norma ABNT NBR 6589 com limite de
resistência a tração de 182 MPa e dureza de 176 HB, forma da grafita I, tipo A, tamanhos 6 e 7 e matriz perlíticaferrítica conforme ABNT NBR 6593; e ferro fundido nodular classe FE-42012, conforme norma ABNT NBR 6916,
com resistência a tração de 441 MPa e dureza de 155 HB, forma da grafita VI, tamanhos 5 e 6 e matriz perlítica-ferrítica
conforme ABNT NBR 6593.
Foi delineado um experimento, cujas variáveis de influência testadas foram: temperatura de pré-aquecimento,
material de adição e a realização de tratamento térmico pós-soldagem. Foram considerados dois níveis para cada fator
de influência e, devido o interesse estar direcionado ao estudo dos efeitos principais, foi realizado um planejamento
fatorial fracionário, mais especificamente uma meia-fração do planejamento 23, contendo assim 23-1 corridas (4
combinações) para cada tipo de ferro fundido. Conforme Montgomery (2004), os planejamentos fatoriais fracionados
tem uso importante nos experimentos de seleção, com a finalidade de identificar aqueles fatores (se algum) tem efeitos
grandes.
O planejamento fatorial fracionado aplicado neste trabalho é classificado como resolução III. Esses planejamentos
se caracterizam quando nenhum efeito principal está associado com qualquer outro efeito principal, porém efeitos
principais estão associados com interações de segunda ordem e algumas interações de segunda ordem podem estar
associadas entre si (Montgomery, 2004). Foi desenvolvido um planejamento fatorial fracionado, com três fatores e dois
níveis Tab. (1), com o objetivo de verificar a influência de cada fator no comportamento da soldagem. Para cada
experimento foi realizado uma replicação.
Tabela 1. Planejamento fatorial realizado no experimento.
Experimento
Pré-aquecimento (ºC)*
Material de Adição
RCI (cinzento)
RCI-B (nodular)
Pós-aquecimento (ºC)**
1
400
2
400
MA2 (cinzento)
MB2 (nodular)
600
3
600
RCI (cinzento)
RCI-B (nodular)
600
MA2 (cinzento)
MB2 (nodular)
*Recomendação da ABNT NBR 13244 para soldagem nesta faixa de temperatura.
**No TTPS os c.d.p. foram mantidos por 3 horas em 600°C, de acordo com Paris (2003).
4
600
Sem
Sem
A escolha do primeiro nível para o fator do material de adição (RCI para os cinzentos e RCI-B para os nodulares)
baseou-se na norma da AWS A 5.15-90 (2006); no caso do segundo nível (MA2 para cinzentos e MB2 para os
nodulares) a escolha foi de um material de adição com composição química similar ao material de base, porém com um
acréscimo de 5% de carbono, silício e magnésio objetivando repor a perda destes elementos químicos durante a
soldagem. Na soldagem o silício oxida e o magnésio apresenta uma evaporação muito alta (Paris, 2003). As
composições químicas do material de base e materiais de adição podem ser observadas nas Tab. (2 e 3), para os
cinzentos e nodulares respectivamente.
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Tabela 2. Composição química do material de base e material de adição do ferro fundido cinzento.
Composição Química (%)
Ferro Fundido Cinzento
Material de Base
Material de Adição RCI
C
3,42
3,45
Si
2,24
2,60
Mn
0,49
0,60
S
0,07
0,07
P
0,12
0,11
Material de Adição MA2
3,72
3,00
0,77
0,054
0,12
Tabela 3. Composição química do material de base e material de adição do ferro fundido nodular.
Ferro Fundido Nodular
Composição Química (%)
C
Si
Mn
S
P
Mg
Material de Base
3,78
2,31
0,191
0,027
0,083
0,04
Material de Adição RCI-B
3,50
2,70
0,086
0,03
0,09
0,017
Material de Adição MB2
3,66
3,20
0,095
0,035
0,07
0,04
Após a soldagem, os corpos de prova foram analisados conforme norma da ABNT NBR 13244, a qual sugere
avaliar os corpos de prova a partir de:
a) Inspeção visual e líquido penetrante: o metal de solda deve apresentar-se isento de trincas, falta de fusão na
zona de transição e de porosidade alinhada e/ou agrupada; poros dispersos com diâmetros até 1,0mm e distantes um do
outro mais que 25 mm são aceitáveis;
b) Macrografia: o metal de solda deve apresentar-se, ao longo de toda a seção transversal da junta, isento de
trincas e de falta de fusão, tanto na zona de transição, quanto entre os passes; porosidades alinhadas e/ou agrupadas não
são aceitáveis;
c) Metalografia: a estrutura metalográfica da zona fundida (metal de solda mais zona de transição) deve
apresentar-se similar à estrutura metalográfica do metal de base, no que concerne à forma da grafita; não deve ser
observada a presença de estruturas fragilizantes (carbonetos), na zona de transição;
d) Ensaio de tração: o limite de resistência obtido no ensaio de tração não deve ser inferior a 90% do limite de
resistência nominal do metal de base; valores superiores à resistência nominal devem ser acordados entre cliente e
fornecedor.
e) Dureza: os valores de dureza obtidos na zona de transição, na zona termicamente afetada e no metal de solda
devem estar dentro da faixa especificada para o metal de base (região não afetada pelo calor), com tolerância de 10%.
Realizaram-se medições de perfis de dureza Brinell em durômetro modelo BK300A com esfera de 5 mm e carga de
750 kg. A distribuição dos pontos medidos segue a norma ABNT NBR 13244 que indica uma distância de 5 mm (linha
1) da zona de ligação inferior e as outras linhas (linhas 2 e 3) conforme Fig. (1). A média dos valores de dureza em cada
região foram utilizadas como resposta ao planejamento experimental. Para o ensaio de tração foram usinados dois
corpos de prova para cada experimento conforme norma ABNT NBR 13244, o ensaio foi realizado em uma máquina
universal da marca Emic, modelo D30000N. O ensaio de metalografia foi realizado afim de analisar a forma, tipo,
tamanho e matriz do material de base, zona termicamente afetada e zona fundida, utilizando micróscopio óptico
(Olympus BX51) com analisador de imagem (Imagem Prós-Plus). As amostras metalográficas foram atacadas com a
solução de nital 3%.
Figura 1. Distribuição dos pontos de dureza Brinell na seção transversal da solda (ABNT NBR 13244).
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3. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Analisando os resultados de acordo com os critérios da norma ABNT NBR 13244, para a inspeção visual, ensaio de
líquido penetrante e macrografia nos ferros fundidos cinzentos e nodulares, os corpos de prova não continham nenhum
defeito como trincas. Porém em relação à porosidade, todos os corpos de prova dos cinzentos apresentaram porosidades
com diâmetro maior que 1 milímetro; para os nodulares, apenas os experimentos com pré-aquecimento de 400oC
apresentaram uma e duas porosidades maiores de 1 mm. A porosidade pode ser resultado da queima da grafita devido
ao calor da chama, de maneira que o vazio devido ao desaparecimento da grafita resulta em poros. Além disso, qualquer
contaminação, como a retenção de lubrificantes pelas grafitas, com o calor da soldagem tentam escapar na forma gasosa
mas alguma parte deles pode ficar retida no metal de solda (AWS, 1989). Este tipo de porosidade é mais comum nos
cinzentos devido a forma em veios das grafitas, sendo que quanto mais fina e distribuída a grafita menor a
probabilidade do problema aparecer (Paris, 2003). O pré-aquecimento ajuda de modo decisivo a diminuir a porosidade,
pois o metal de adição e o metal de base se conservam líquidos e fluidos durante mais tempo e a probabilidade de se ter
espaços vazios é bem menor, portanto a utilização de uma temperatura menor de pré-aquecimento (400oC) pode ter
favorecido o aparecimento de porosidades nos ferros fundidos nodulares. Destaca-se também que a utilização de
material de adição mais fluido, que permita o preenchimento das porosidades deixadas pela grafita também minimiza o
problema. Foi evidenciado no nodular falta de fusão no experimento que tem como parâmetros To= 400oC, material de
adição RCI-B e sem TTPS, os gases que impulsionaram a porosidade, podem ter afastado o material da poça fundida
provocando a falta de fusão (Marques, 2007).
Na análise metalográfica das regiões da solda não foi evidenciada a presença de carbonetos em qualquer região da
solda. A forma da grafita da zona fundida se encontrava similar a forma da grafita do material de base Fig. (2), isso
porque o material de adição tem composição química e microestrutura parecida com o material de base. A baixa
velocidade de resfriamento decorrente do processo de soldagem oxiacetilênica, que tem um aporte térmico alto, resulta
em microestruturas similares entre as regiões da ZF, ZTA e material de base (Paris, 2003). A forma da grafita não se
alterou, mas a matriz (nos nodulares) e o tamanho da grafita (cinzentos e nodulares) foram alterados. Para os cinzentos
o tamanho da grafita no material de base é de 6 e 7 e na ZF é maior com tamanhos de 3 e 4, nos nodulares o tamanho
das grafitas no material de base é de 5 e 6 e na ZF é menor com tamanhos de 6 e 7, pois conforme a norma NBR6593
aumentando o número de referência da grafita lamelar, diminui o seu tamanho. Canale (2007) utilizando a soldagem
oxiacetilênica em ferro fundido vermicular, pré-aquecimento (sem e 650oC), três tipos de material de adição, com
variações em carbono, silício e magnésio, e três tipos de TTPS (300, 500 e 750oC), verificou que os parâmetros de
soldagem influenciaram na forma e na quantidade de grafita formada.
ZF
ZTA
Material de base
ZF
ZF
ZTA
ZTA
a)
b)
Figura 2. Ausência de carbonetos na zona fundida de um ferro fundido a) cinzento b) nodular.
No ferro fundido cinzento, a resistência a tração do material de base foi de 182MPa, sendo que a norma ABNT
NBR 13244 estabelece uma faixa de aceitação da solda neste quesito de ±10% do valor do MB, ficando portanto numa
faixa com limite inferior (LI) de 164 MPa e limite superior (LS) de 200 MPa. Analisando os dados na Fig. (3a) verificase que a maioria dos resultados apresentou resistência à tração maior que o limite superior. Uma vez que não houve
formação de carbonetos na zona fundida e zona de ligação e nem mudanças na forma das grafitas, este aumento de
resistência pode ser resultado da variação da distribuição da grafita. Já para os nodulares a maioria ficou com valores de
resistência a tração dentro da faixa aceitável (LS-LI) em relação ao valor do material de base.
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a)
b)
Figura 3. Valores de resistência a tração das soldas em ferros fundidos a) cinzento b) nodular.
No caso dos dados 1 da Fig. (3a) e 1 e 3 da Fig. (3b), verifica-se que os valores de resistência à tração situam-se
abaixo do limite inferior aceitável. Este comportamento se deve ao fato que os corpos de prova continham porosidades
na região da solda conforme Fig. (4).
a)
b)
Figura 4. Corpos de prova que apresentaram porosidades a) cinzento exp. 1 (To= 400oC, RCI, TTPS= sem)
b) nodular exp. 3 (To= 600oC, MB2, TTPS= sem).
Em relação a dureza, nos ferros fundidos cinzentos, o material de base apresentou dureza de 176 HB, sendo que
pela norma ABNT NBR 13244 também estabelece uma faixa de aceitação da solda neste quesito de ±10% do valor do
MB, ficando com limite inferior (LI) de 158 HB e limite superior (LS) de 193 HB. Nos corpos de prova dos ferros
fundidos nodulares, o material de base apresentou dureza de 155 HB, ficando numa faixa com limite inferior (LI) de
139 HB e limite superior (LS) de 171 HB. Os resultados das médias das durezas obtidas para cada combinação de
fatores foi separado em: zona termicamente afetada e zona fundida conforme Tab. (4).
Tabela 4. Resultados das médias de dureza nas regiões da solda dos ferros fundidos.
Experimento
Préaquecimento
(oC)
(To)
Material de
Adição
Pósaquecimento
(oC)
(Tf)
RCI (cinzento)
Sem
RCI-B (nodular)
MA2 (cinzento)
2
400
600
MB2 (nodular)
RCI (cinzento)
3
600
600
RCI-B (nodular)
MA2 (cinzento)
4
600
Sem
MB2 (nodular)
(*)Faixa aceitável para dureza segundo a norma ABNT NBR 13244.
1
400
Dureza Cinzento
(HB)
(158 a 193 HB)*
Dureza Nodular
(HB)
(139 a 171 HB)*
ZTA
ZF
ZTA
ZF
134
215
200
210
123
210
159
182
122
200
151
174
138
205
187
223
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Observa-se que nos ferros fundidos cinzentos a dureza da ZTA e ZF encontra-se abaixo e acima da faixa aceitável,
respectivamente; nos nodulares ambas as regiões encontram-se com dureza acima da faixa, com exceção dos corpos de
prova que sofreram tratamento térmico pós-soldagem.
Fazendo um resumo dos quesitos sugeridos para análise segundo a norma ABNT NBR 13244, Tab. (5 e 6),
observa-se que o procedimento adotado para a soldagem dos corpos de prova deve ser reavaliado. Para fornecer
subsídios a um novo procedimento, realizou-se uma análise do planejamento experimental objetivando avaliar a
influência de cada parâmetro de soldagem utilizado.
Líquido
penetrante
Macrografia
Metalografia
Dureza
Tração
CP 1 T0= 400°C, RCI e
Tf= sem pós
CP 2 T0= 400°C, MA2 e
Tf= 600°C
CP 3 T0= 600°C, RCI e
Tf= 600°C
CP 4 T0= 600°C, MA2 e
Tf= sem pós
Inspeção
visual
Tabela 5. Resultados dos ensaios realizados nos ferros fundidos cinzentos.
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Líquido
penetrante
Macrografia
Metalografia
Dureza
Tração
CP 1 T0= 400°C, RCI-B
e Tf= sem pós
CP 2 T0= 400°C, MB2 e
Tf= 600°C
CP 3 T0= 600°C, RCI-B
e Tf= 600°C
CP 4 T0= 600°C, MB2 e
Tf= sem pós
Inspeção
visual
Tabela 6. Resultados dos ensaios realizados nos ferros fundidos nodulares.
Aprovado
Aprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Aprovado
Aprovado
Aprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
Aprovado
Aprovado
Reprovado
Reprovado
A análise dos resultados de dureza no sotware Minitab evidenciaram que o fator que mais interfere no processo é a
tratamento térmico pós-soldagem (Fig. 5 e 6), ou seja, com a realização do tratamento térmico pós-soldagem mais
próximo do aceitável a dureza do material se aproxima, isso porque ocorre a transformação da martensita em uma
estrutura menos dura e frágil. Pouranvari (2010) no seu experimento de ferro fundido cinzento, utilizando o processo de
soldagem com eletrodo revestido, concluiu que reduzindo a taxa de resfriamento com a realização de pré-aquecimento,
evita a formação de martensita ou realizando TTPS (870oC) auxilia na decomposição da martensita reduzindo a dureza
do material. Este comportamento foi visto por Canale (2007) em ferro fundido vermicular com soldagem oxiacetilênica
que relaciona a dissolução de pequenas porcentagens de carbonetos ao TTPS, entre outras variáveis estudadas.
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a)
b)
Figura 5. Dureza dos ferros fundidos cinzentos a) na zona termicamente afetada b) na zona fundida.
a)
b)
Figura 6. Dureza dos ferros fundidos nodulares a) na zona termicamente afetada b) na zona fundida.
A temperatura de pré-aquecimento, para ambas as zonas em estudo, gerou uma pequena diferença entre os valores
de dureza, tornando a temperatura de pré-aquecimento um fator não significativo. Somente no caso dos ferros fundidos
cinzentos na zona fundida (Fig. 5b) que a temperatura de pré-aquecimento foi significativa, mostrando que a
temperatura de 600oC é a mais adequada. No instante da realização da prática experimental, a dificuldade em controlar
essa temperatura de pré-aquecimento no valor exato, já foi possível identificar que a variação do nível desta variável
não poderia ser considerado nas análises posteriores.
De igual forma, é possível observar nas Figuras 5 e 6 que o material de adição não se apresentou como efeito
significativo na obtenção da dureza. A adição de 5% de carbono, silício e magnésio não teve interferência nos
resultados já que a dureza não variou quando alterado os materiais de adição.
4. CONCLUSÃO
Para os parâmetros de soldagem avaliados, é possível concluir:
•
A mudança da composição química nos materiais de adição não apresentou diferenças significativas na dureza.
•
A microestrutura da zona fundida e zona de ligação não apresentaram a formação de carbonetos.
•
O aparecimento de porosidade é maior na soldagem dos ferros fundidos cinzentos afetando os resultados de
resistência a tração.
•
O tratamento térmico pós-soldagem auxilia para a redução da dureza na ZTA e ZF, pois este processo ajuda na
decomposição da cementita e transformação da martensita formada durante a soldagem diminuindo sua dureza.
•
A manutenção exata da temperatura de pré-aquecimento torna-se difícil pois ela fica correlacionada com a
habilidade e experiência do soldador.
5. AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem o apoio do laboratório de caracterização de materiais metálicos e da fundição do
IST/SOCIESC e a FAPESC pela bolsa de estudo.
6. REFERÊNCIAS
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em: <http://www.abifa.org.br/IndicesMercado.aspx>. Acesso em: 08 out. 2010.
Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 13244 - Peças de ferro fundido recuperadas- Requisitos para
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_____. NBR 6589 - Peças de ferros fundidos cinzentos classificadas conforme a resistência à tração. Rio de Janeiro:
ABNT, Setembro, 1986.
_____. NBR 6593 - Morfologia de grafita em ferro fundido. Rio de Janeiro: ABNT, Março, 1981.
_____. NBR 6916 - Ferro fundido nodular ou ferro fundido com grafita esferoidal. Rio de Janeiro: ABNT, Novembro,
1981.
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7. DIREITOS AUTORAIS
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído no seu trabalho.
6º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO
th
6 BRAZILIAN CONFERENCE ON MANUFACTURING ENGINEERING
11 a 15 de abril de 2011 – Caxias do Sul – RS - Brasil
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April 11 to 15 , 2011 – Caxias do Sul – RS – Brazil
COF11-0295
INFLUENCE
OF
WELDING
PARAMETERS
OXYACETYLENE IN GRAY CAST IRON AND DUCTILE CAST IRON
Eduardo Ken Tomoike; [email protected]
Sueli Fischer Beckert; [email protected]
Danielle Bond, [email protected]
Instituto Superior Tupy – (IST/SOCIESC), Rua Albano Schmidt no 3.333 Joinville/S.C.
Abstract. The large use of cast iron occasionally can arise the need for repair for some type of failure, such as: crack,
surface defect (porosity, shrinkage defects). This repair can be realized by the oxyacetylene welding process, which
enables to produce welds with the same chemical and mechanical properties of the material. This work aims to study
the influence of welding parameters on the characteristics of oxyacetylene welds in gray iron and ductile cast iron. For
this was done a design of experiment studying the effect of the main welding parameters (chemical composition of
addition, temperature of preheating and temperature post-heating). The results showed that for the studied levels,
changes in chemical composition of filler materials and pre-heating temperature showed no significant differences in
mechanical behavior. But the post weld heat treatment favored the production levels of hardness close to the base
material, required by standard requirement for approval of repair.
Keywords: Welding, Oxyacetylene, Repair, Recovery, Cast Iron
©
Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2011