Efeito do Nióbio em Ferros Fundidos Brancos de Alto Cromo ... · O nióbio tem sido amplamente usado em aços como elemento de liga, mas pouco usado nos ferros fundidos, particularmente,

CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA E CIÊNCIA DOS MATERIAIS, 14., 2000, São Pedro - SP. Anais 27401

Efeito do Nióbio em Ferros Fundidos Brancos de Alto Cromo

(TC301-010)Maria Aparecida Pinto - Doutoranda - UNICAMP, MSc. Eng.

Metalurgista - email: [email protected]

Fernando Leopoldo von Krüger - Prof. DEMET / UFOP , doutorando

UFMG - email: [email protected]

Cristovam Paes de Oliveira - Dr. Universidade Paris XI, Paris,

França, Prof. DEMET / UFOP – REDEMAT - email: [email protected]

Resumo

Foram analisados os efeitos da adição de nióbio em ferros fundidos brancos de alto cromo,

comparativamente à adição de molibdênio, através de análise microestrutural e ensaio de

desgaste em moinho de laboratório. Foram elaboradas quatro séries de ligas com 10,15 e 20%

de cromo e fundidos corpos de prova, em areia, para as análises. No ensaio de desgaste foram

usados 4 corpos de prova de cada liga elaborada, devidamente identificados. Foi determinada

a perda média de peso dos corpos de prova para cada liga, em intervalos de tempo de moagem

pré-estabelecidos. A partir da relação entre a perda média de peso acumulada e o tempo de

ensaio de desgaste, determinou-se a taxa de desgaste. Da análise dos resultados obtidos,

verificou-se que as ligas com adição de 0,5% de nióbio apresentaram resultados de taxa de

desgaste iguais aos das ligas com 1,5% de molibdênio, mostrando que a substituição do

molibdênio pelo nióbio, nos teores usados, é tecnologicamente viável.

Palavras chave: Nióbio, Ferros Fundidos Brancos, Resistência ao Desgaste.

Abstract

The use of Niobium substituting Molybdenum in cast white iron alloys is evaluated in this

paper. The analysis is performed in terms or structural and mechanical behavior, compared

with analogous alloys used for commercial cast grinding bodies. Thus, 10%, 15% and 20%

Chromium alloys were sand-cast and structurally (component identification, distribution and

morphology) and mechanically (microhardness, hardness and abrasion resistance)

characterized. The abrasion resistance was evaluated in a laboratory ceramic mill. It was

found that there are significant modifications in the structure of the alloys with the use of

Niobium and Boron-Niobium. The mechanical behavior is also positively affected. One of the

most important results show that a 0.5% addition of Niobium in instead of a 1.5% addition of

Molybdenum give rise to a similar wear resistance, proving that this substitution is technically

viable.


Keywords: Niobium, White Cast Irons, Wear Resistance.

Introdução

Os ferros fundidos brancos de alto cromo têm grande importância em aplicações

industriais envolvendo desgaste. Estes materiais têm apresentado uma evolução crescente em

diversas aplicações tecnológicas, onde se requer elevada resistência ao desgastem, associada a

uma boa tenacidade. A influência dos carbonetos (tipo, forma, composição química,

distribuição, fração volumétrica), presentes nesses materiais, na resistência ao desgaste é

muito grande, visto que conferem ao material altos valores de dureza.

O nióbio tem sido amplamente usado em aços como elemento de liga, mas pouco

usado nos ferros fundidos, particularmente, nos ferros fundidos brancos de alto cromo. Por ser

um forte formador de carbonetos, o nióbio apresenta grandes possibilidades de melhorar a

resistência ao desgaste dos ferros fundidos brancos de alto cromo, substituindo totalmente os

elementos de liga usados, principalmente o molibdênio, que é um material de alto custo,

contribuindo também para a redução de custos das ligas.

Fiset et al. (1993) encontraram, para uma liga com 2,94% C; 16,7% Cr; 0,83% Mo;

0,72% Cu e 0,85% Mn, tratada termicamente, que adições de 0,63; 1,0 e 2,06% de nióbio

aumentava em até 25% a resistência ao desgaste e em até 7% a tenacidade, comparativamente

a uma liga com a mesma composição química e mesmo tratamento térmico sem adição de

nióbio.

O efeito do nióbio sobre as características de resistência ao desgaste e tenacidade dos

ferros fundidos brancos de alto cromo tem sido estudado por vários pesquisadores, mas ainda

há pouca informação sobre quanto deste elemento deve ser combinado aos ferros fundidos

brancos para se obter uma boa performance da liga em termos de tenacidade e resistência ao

desgaste.

Este trabalho tem como objetivo analisar a influência da adição isolada do nióbio e da

ação combinada do nióbio e boro sobre as características microestruturais e de resistência ao

desgaste dos ferros fundidos brancos de alto cromo, visando oferecer alternativas para

melhoria da qualidade destes ferros fundidos, em substituição ao molibdênio.

Materiais e Métodos

Foram elaboradas quatro séries de ligas com teores de cromo de 10, 15 e 20%, adições

de 0,5% Nb, 1,5% Nb, 1,5% Mo e 1,5% de Nb + 0,0040% B. Para preparação das ligas

utilizou-se como material base bolas de moinho de 40mm de diâmetro, com teores de cromo


dentro das três faixas de composições objetivadas (10,15 e 20% Cr), ferro-nióbio, sucata de

molibdênio e ferro-boro.

Os corpos de prova das ligas elaboradas foram obtidos a partir da fusão de três peças

cilíndricas, com 20mm de diâmetro e 90mm de comprimento cada, moldadas em areia pelo

processo silicato/CO2. O esquema da figura 1 mostra a distribuição das peças cilíndricas para

fundição, bem como as posições de corte para obtenção dos corpos de prova com 20mm de

diâmetro por 20 mm de comprimento.

Figura 1 – Esquema do sistema utilizado para fundição das peças cilíndricas, apresentando as posições de corte

para obtenção dos corpos de prova e material para análise química

Foi feito tratamento térmico de têmpera em óleo, para obtenção de matriz martensítica

nos corpos de prova. O tratamento térmico consistiu em aquecimento até 1000°C, manutenção

a esta temperatura por uma hora, seguido de resfriamento em óleo, que estava a 100°C, e

posterior resfriamento ao ar até temperatura ambiente.

Foram feitas análises microestruturais, ensaios de dureza e microdureza dos corpos de

prova, no estado bruto de fundição e após tratamento térmico. Após tratamento térmico foram

selecionados quatro corpos de prova de cada liga para o ensaio de desgaste. Utilizou-se

moagem a úmido, intermitente, em moinho de laboratório. O sistema usado para o ensaio de

desgaste foi baseado no método proposto por Norman et al. (1948) e consistiu em: (1) –

identificação dos corpos de prova com entalhes; (2) – desgaste prévio (“run in”); (3) –

pesagem inicial; (4) – teste de desgaste por 80 horas; (5) – pesagem em intervalos pré

determinados.

O abrasivo usado no ensaio de desgaste foi areia quartzosa de fundição com

granulometria inicial entre 0,2 e 0,5 mm e que, após 4 horas de moagem, ficou toda com

granulometria menor que 0,03 mm. A carga do moinho era constituída de uma polpa com

60% de sólidos e quatro corpos de prova de cada liga que ocupavam 40% do volume do

moinho. O desgaste prévio (“run in”) foi feito submetendo-se os corpos de prova a moagem


por vinte horas. Após este tempo de moagem os corpos de prova foram lavados em água

corrente, seguindo-se limpeza em ultrassom com álcool, secados com jato de ar e pesados

individualmente em balança eletrônica, com precisão de centésimos de grama. Após o

desgaste prévio e pesagem inicial dos corpos de prova, iniciou-se o ensaio de desgaste

propriamente dito. Os corpos de prova eram carregados no moinho, juntamente com a polpa,

constituída de areia quartzosa e água. Esta polpa era substituída a cada parada do moinho. Nas

primeiras 24 horas os intervalos de parada , para avaliação do desgaste (perda de peso), foram

de 4 em 4 horas. Após estas 24 horas os intervalos foram de 8 em 8 horas, até o final do

ensaio, com um tempo total de 80 horas. A resistência ao desgaste foi determinada pela perda

de peso acumulada, expressa em porcentagem, relativa ao peso inicial. O valor percentual da

perda de peso foi calculado a partir da média dos valores obtidos nos quatro corpos de prova

de cada liga.

Apresentação e discussão dos resultados

1 – Material no estado bruto de fundição

Os resultados das análises químicas das ligas elaboradas encontram-se na Tabela 1.

Tabela 1: Composição química das ligas elaboradasComposição Química

Série Liga C Cr Mn Si P S Nb Mo B

(ppm)

Cr/C

%Carbo

netos

I A 2,59 11,20 0,30 1,04 0,07 0,028 - - 4,32 21,47

I B 2,58 10,80 0,30 1,00 0,10 0,032 0,30 - 4,19 21,15

I C 2,49 10,25 0,15 1,20 0,07 0,039 1,57 - 4,12 19,86

1

I D 2,63 10,20 0,40 0,72 0,07 0,037 - 1,22 3,88 21,42

II A 2,77 14,10 0,12 0,80 0,09 0,035 - - 5,09 24,95

II B 2,63 14,70 0,20 0,80 0,12 0,029 0,49 - 5,59 23,672

II D 2,66 14,80 0,20 0,70 0,09 0,027 - 1,44 5,53 24,01

III A 2,76 19,40 0,20 0,80 0,10 0,020 - - 7,03 27,49

III B 2,87 19,55 0,30 0,70 0,08 0,022 0,41 - 6,81 28,81

III C 2,80 19,70 0,20 0,75 0,08 0,023 0,80 - 7,04 28,09

3

III D 2,81 19,60 0,30 0,75 0,08 0,022 - 1,46 6,98 28,15

I E 3,85 10,80 0,20 0,90 0,08 0,051 1,65 - 40 2,81 35,514

II E 2,64 14,70 0,15 0,80 0,08 0,025 1,93 - 40 5,57 23,78


Todas as ligas apresentaram, no estado bruto de fundição, uma estrutura constituída de

dendritas de austenita e/ou seus produtos de transformação, e eutético γ/M7C3, evidenciando

tratar-se de ligas hipoeutéticas. A única exceção foi a liga IE da série 4, que apresentou uma

estrutura hipereutética, constituída de carbonetos primários M7C3 e eutético γ/M7C3. Nas ligas

onde o nióbio foi adicionado, isoladamente ou em conjunto com o boro, além da estrutura

básica, havia ainda a presença de carbonetos de nióbio tipo NbC. Os carbonetos de nióbio

apresentaram-se na forma alongada (escrita chinesa) nas ligas com adições de 0,5 e 1,5% de

Nb. Nas ligas com adição de 1,5% Nb + 0,0040% B, além da forma alongada havia também

carbonetos na forma compacta, como pode ser visto nas figuras 2 (a) e (b). A figura 3

apresenta as microestruturas características das ligas elaboradas no estado bruto de fundição.

(a) (b)Figura 2 – Morfologia dos carbonetos NbC: (a) carbonetos alongados (Liga IC); (b) carbonetos compactos (Liga

IIE)

(a) (b)Figura 3 – Exemplos das estruturas apresentadas pelas ligas estudadas: (a) Liga III A; (b) Liga I C: A =

austenita; PTA = produtos de transformação da austenita


Nas ligas com adição de molibdênio, o carboneto Mo2C não foi detectado por

microscopia ótica, provavelmente, devido à pequena quantidade deste carboneto presente na

estrutura, visto que apenas uma parte do molibdênio adicionado forma este tipo de carboneto.

O restante do molibdênio se reparte entre a austenita e os carbonetos M7C3.

1.1 – ligas da Série 1

Observou-se que as ligas IA, IB e IC apresentaram grande quantidade de produtos de

transformação da austenita. Por outro lado, a liga ID, com adição de molibdênio, apresentou

uma matriz predominantemente austenítica, ressaltando o efeito deste elemento em evitar a

transformação da austenita.

A liga IB apresentou uma quantidade muito pequena e dispersa de carbonetos NbC. Já

na liga IC, os carbonetos NbC estavam presentes em maior quantidade e concentrados em

diversas regiões da estrutura.

1.2 – Ligas da Série 2

As ligas desta série (IIA, IIB e IID) apresentaram uma quantidade menor de produtos

de transformação da austenita e uma estrutura mais refinada que as ligas da série 1. Isto se

justifica pelo aumento do teor de cromo, para teores equivalentes de carbono, nas ligas da

série 2 que, de acordo com os estudos de Pearce (1984) e Matsubara et al. (1981), diminui a

velocidade de decomposição da austenita e o intervalo de solidificação das ligas.

Observou-se nas ligas IIB e IID a ação não só do cromo, mas também do molibdênio e

do nióbio, na redução da quantidade de produtos de transformação da austenita, com relação à

liga IIA, sem adições. Nestas ligas, IIB e IID, observou-se a presença de martensita na

interface carboneto-austenita.


Nesta série de ligas, com maior teor de cromo, a quantidade de produtos de

transformação da austenita foi muito pequena e a estrutura apresentou-se ainda mais refinada,

comparativamente às ligas das séries 1 e 2. Nas ligas IIIB e IIIC, os carbonetos de nióbio,

NbC, apresentaram-se na forma alongada e bastante dispersos.



A liga IE, diferentemente das ligas da série 1 com o mesmo teor de cromo, apresentou

estrutura hipereutética devido ao teor elevado de carbono (3,85%). A estrutura constituiu-se

de carbonetos primários M7C3, eutético γ/M7C3 e carbonetos NbC, tanto na forma alongada

quanto na forma compacta. Os carbonetos primários M7C3 apresentaram-se, principalmente,

na forma acicular, o que pode estar relacionado à ação do boro promovendo o refino da

estrutura. A quantidade de produtos de transformação da austenita foi muito grande.

Praticamente toda a austenita eutética foi transformada.

Como o teor de nióbio dessa liga foi muito próximo daquele da liga IC, que apresentou

os carbonetos NbC apenas na forma alongada, acredita-se que a presença de carbonetos NbC

compactos seja devido à ação do boro.

A liga IIE apresentou estrutura hipoeutética, mais refinada que as correspondentes da

série 2, constituída de austenita primária, eutético M7C3, carbonetos NbC, tanto na forma

alongada quanto na forma compacta, e martensita presente na interface austenita-carbonetos

M7C3. Neste caso, acredita-se, também, que a forma compacta do carboneto NbC seja devido

à ação do boro.

2 – Ensaio de dureza e microdureza

A tabela 2 apresenta os resultados dos ensaios de dureza Rockwell C e microdureza

Vickers das ligas elaboradas no estado bruto de fundição e após tratamento térmico de

têmpera em óleo. Os resultados de dureza Rockwell C representam a média de 10 medições e

os de microdureza Vickers representam a média de 3 medições.


Tabela 2 – Resultados dos ensaios de dureza Rockwell C e microdureza VickersDureza Rockwell C Microdureza Vickers

Série Liga Bruto Fundição Temperado Bruto de Fundição Temperado

Matriz M7C3 Matriz M7C3 NbC

I A 52,35 48,70 626 - 585 - -

1 I B 51,50 47,10 698 1025 595 1121 -

I C 52,55 57,75 482 1167 631 1237 -

I D 41,95 46,35 425 - 555 - -

II A 50,25 58,00 412 1167 610 1000 -

2 II B 45,00 57,15 458 - 764 1145 -

II D 46,85 55,90 439 922 725 1096 -

III A 48,00 59,85 461 - 718 - -

3 III B 48,05 60,65 462 - 739 - -

III C 49,40 60,60 464 1237 766 1191 2321

III D 47,65 59,55 416 - 719 -

4 I E 50,60 59,90 488 2093 1139 2154 2652

II E 45,15 61,75 480 - 814 2195 2804

3 – Material tratado termicamente

Todas as ligas apresentaram, após tratamento térmico de têmpera em óleo, uma

estrutura com matriz predominantemente martensítica, formada a partir da austenita

desestabilizada pela precipitação de carbonetos secundários. Os carbonetos M7C3 e NbC não

foram afetados pelo tratamento térmico. A figura 4 apresenta as estruturas típicas destas ligas

após tratamento térmico.

(a) (b)Figura 4 – Estruturas típicas das ligas elaboradas após tratamento térmico: CS = carbonetos secundários; M =

martensita.(a) Liga III C; (b) Liga III B



As ligas IA e IB apresentaram valores menores de dureza e microdureza da matriz

após tratamento térmico, comparados aos valores encontrados no estado bruto de fundição. Os

valores elevados da dureza e da microdureza da matriz no estado bruto de fundição podem ser

justificados pela grande quantidade de produtos de transformação da austenita, apresentados

por essas ligas, principalmente martensita de alto carbono. Após tratamento térmico, com a

precipitação de carbonetos secundários, a martensita formada seria de baixo carbono,

apresentando menor dureza.

A microdureza da matriz da liga IC foi bem maior que das demais ligas da série 1.

Este resultado pode ser explicado pela ação do nióbio que forma carbonetos

preferencialmente ao cromo, liberando este elemento para a matriz, que tem sua

temperabilidade melhorada e, consequentemente, apresenta maior microdureza. Este resultado

está de acordo com as experiências de Fiset et al. (1993) e Chen et al. (1993).


Nas ligas da série 2, os valores mais elevados de dureza e microdureza da matriz, com

relação às ligas da série 1, são conseqüência do maior teor de cromo, que além de aumentar o

percentual de carbonetos presentes, promoveu o refino da estrutura. Nas ligas IIB e IID

observou-se a ação do nióbio e do molibdênio, respectivamente, além da ação do cromo, no

aumento da microdureza da matriz, comparativamente à liga IIA, mostrando o efeito destes

elementos sobre a temperabilidade da matriz, conforme os valores apresentados na tabela 2.


Observou-se nestas ligas que a precipitação de carbonetos secundários foi mais intensa

e que a estrutura estava mais refinada que na ligas das séries 1 e 2.

Os resultados elevados de dureza e microdureza da matriz, apresentados pelas ligas

dessa série, são também explicados pelo maior teor de cromo, que aumenta a quantidade de

carbonetos presentes e refina a estrutura, corroborando com o exposto anteriormente para as

ligas da série 2.


Nas ligas IIIB e IIIC destaca-se o efeito indireto do nióbio sobre a temperabilidade da

matriz. O nióbio, formando carbonetos preferencialmente ao cromo, libera este elemento para

a matriz aumentando sua temperabilidade, o que resulta em um aumento da microdureza da

matriz. A análise4 por microssonda eletrônica da liga IIIB revelou um teor de cromo na

matriz de 15,36% (em peso), que é bem superior ao teor de 10,81% calculado a partir da

equação: %CrM = 1,95(Cr/C) – 2,47, proposta por Maratray (1970). Estes resultados

corroboram com o exposto anteriormente para as ligas IB e IC da série 1.


A liga IE apresentou, após tratamento térmico, uma estrutura constituída de carbonetos

primários M7C3, carbonetos NbC, carbonetos secundários e martensita. Não foi observada a

presença de produtos de transformação da austenita na estrutura.

O valor bastante elevado da microdureza da matriz foi devido ao maior teor de

carbono dessa liga, que acarretou uma precipitação muito intensa de carbonetos secundários e,

provavelmente, a formação de martensita de alto carbono. Isto, associado ao valor elevado da

microdureza dos carbonetos M7C3 e NbC, resultou numa dureza global elevada,

principalmente, quando se compara este valor com aqueles apresentados pelas ligas da série 1,

com o mesmo teor de cromo.

A liga IIE apresentou, após tratamento térmico, uma matriz predominantemente

martensítica, com uma precipitação muito intensa de carbonetos secundários, o que resultou

num valor de microdureza bastante elevado.

A precipitação mais intensa de carbonetos secundários na liga IIE, bem como os

valores mais elevados das microdurezas dos carbonetos M7C3 nas ligas IE e IIE (ver tabela 2),

provavelmente, foram devido ao efeito sinergético do nióbio e do boro, uma vez que nas ligas

com adição apenas de nióbio não foram observados aumento da precipitação de carbonetos,

ou mesmo aumento da microdureza dos carbonetos M7C3. Não foi possível, entretanto,

especificar como este efeito se processa.

4 – Ensaio de desgaste

Os resultados do ensaio de desgaste abrasivo dos corpos de prova das três séries de

ligas estudadas, após tratamento térmico de têmpera em óleo, são mostrados nas figuras 4, 5 e

6. Foi determinada, através de regressão linear, a reta correspondente aos pontos registrados


no gráfico, que representam a relação entre a perda média de peso acumulada, expressa em

percentagem, e o tempo de ensaio de desgaste, para que se determinasse a taxa de desgaste de

cada liga, que corresponde ao coeficiente angular da reta.


A análise das taxas de desgaste (TD), nas condições experimentais empregadas,

mostra que as ligas IB e ID apresentaram igual resistência ao desgaste abrasivo, o que indica

que a substituição de 1,5% de molibdênio por 0,5% de nióbio não altera a resistência ao

desgaste. As ligas IA, sem adições, e IC, com adição de 1,5% de nióbio, no entanto,

apresentaram taxas de desgaste maiores.

A liga IC, com 1,5% de nióbio, apresentou maior quantidade de carbonetos de nióbio,

NbC, que a liga IB, com 0,5% de nióbio. Com o aumento da quantidade de carbonetos NbC,

que se formam antes da reação eutética L → γ + M7C3, há uma diminuição da quantidade de

carbonetos M7C3 formados e, portanto, maior quantidade de matriz presente na estrutura final.

Tendo em vista estes fatos, pode-se explicar a taxa mais elevada de desgaste dessa liga.

Figura 5 – Variação da perda de peso acumulada, em percentagem, em relação ao tempo de ensaio de desgaste

dos corpos de prova da série 1



As três ligas da série 2 apresentaram a mesma taxa de desgaste, mostrando, mais uma

vez, que a substituição do molibdênio pelo nióbio não altera a resistência ao desgaste.

Pode-se observar, ainda, que as taxas de desgaste das ligas da série 2 são menores que as taxas

de desgaste das ligas correspondentes da série 1. Este fato está relacionado à maior quantidade

de carbonetos presentes nas ligas da série 2, que têm um teor de cromo maior (15%).

Figura 6 - Variação da perda de peso acumulada, em percentagem, em relação ao tempo de ensaio de desgaste


4.3 – Ligas da série 3

As ligas IIIB e IIID apresentaram as mesmas taxas de desgaste, mostrando que a

substituição de 1,5% de molibdênio por 0,5% de nióbio não altera a resistência ao desgaste

abrasivo. Isto corrobora com o exposto anteriormente para as ligas das séries 1 e 2, com os

mesmos teores de nióbio e molibdênio.

As ligas IIIA e IIIC apresentaram taxas de desgaste ligeiramente maiores. No caso da

liga IIIC, a explicação seria a mesma dada para a liga IC, ou seja, diminuição da quantidade

de carbonetos eutéticos M7C3 devido à maior quantidade de carbonetos NbC, com


conseqüente aumento da quantidade de matriz na estrutura final, porém de forma menos

acentuada devido ao maior teor de cromo e carbono presentes.

Figura 7 - Variação da perda de peso acumulada, em percentagem, em relação ao tempo de ensaio de desgaste



A liga IE apresentou uma taxa de desgaste elevada devido à presença de carbonetos

primários M7C3 grosseiros, que fragilizaram o material, e à menor quantidade de matriz,

necessária para sustentação dos carbonetos.

A liga IIE apresentou uma taxa de desgaste igual àquelas das ligas da série 2, com o

mesmo teor de cromo. Neste caso, o efeito do nióbio, diminuindo a quantidade de carbonetos

M7C3, parece ter sido contrabalançado pelo aumento da microdureza dos carbonetos M7C3 e

da matriz, atribuído ao efeito sinergético nióbio-boro.

Figura 8 - Variação da perda média de peso acumulada, em percentagem, em relação ao tempo de ensaio dedesgaste dos corpos de prova das ligas da série 4


Figura 9 – Aspecto da superfície de desgaste de um corpo de prova

A figura 9 apresenta o aspecto da superfície de desgaste de um corpo de prova,

mostrando a presença de riscos na superfície caracterizando o mecanismo de desgaste por

corte, predominante nas condições experimentais utilizadas. Neste mecanismo de desgaste

fica evidente o efeito benéfico da presença dos carbonetos de nióbio na resistência ao desgaste

abrasivo, bem como a maior quantidade de carbonetos eutéticos M7C3, conforme descrito

anteriormente.

Conclusões

A partir da análise dos resultados obtidos, para as condições experimentais

empregadas neste trabalho, pode-se concluir que:

1 – Com o aumento do teor de cromo ocorreu uma redução da quantidade de produtos

de transformação da austenita e refino da estrutura;

2 – A presença dos produtos de transformação da austenita na estrutura promoveu um

aumento na dureza do material;

3 – O tratamento térmico de têmpera em óleo não afetou a morfologia e quantidade

dos carbonetos M7C3 eutético e NbC;

4 – Ocorreu grande precipitação de carbonetos secundários com o tratamento térmico.

A quantidade de carbonetos secundários aumentou com o aumento do teor de cromo;

5 – A adição de nióbio, que forma carbonetos preferencialmente ao cromo, libera o

cromo para a matriz aumentando a temperabilidade. Isto foi demonstrado pelo aumento da


microdureza da matriz e pela análise por microssonda eletrônica;

6 – A taxa de desgaste diminuiu com o aumento da quantidade de carbonetos na

estrutura;

7 – As ligas com 0,5% de nióbio e 1,5% de molibdênio apresentaram a mesma taxa de

desgaste para cada uma das séries 1, 2 e 3 ensaiadas, mostrando que a substituição do

molibdênio pelo nióbio não afeta a resistência ao desgaste;

8 – A morfologia do carboneto de nióbio, NbC, foi alterada pela presença do boro;

9 – Nas ligas com adição de nióbio e boro a precipitação de carbonetos secundários foi

ainda mais intensa e houve aumento das microdurezas da matriz e dos carbonetos M7C3;

10 – No ensaio de desgaste efetuado o principal mecanismo de remoção de partículas

da superfície dos corpos de prova foi por corte.

Referências bibliográficas:

Fiset, M. et al. The influence of niobium on fracture toughness and abrasion resistance in

high-chromium white cast irons. Journal of Materials Science Letters, v. 12, p. 615-

617, 1993.

Norman, T.E. & Loeb, C.M. Wear tests on grinding balls. Transactions of the Mettalurgical

Society of AIME, v. 176, p. 490-526, 1948.

Pearce, J.T.H. Structure and wear performance of abrasion resistant chromium white cast

irons. AFS Transactions, v. 92, p. 599-622, 1984.

Matsubara, Y. et al. Eutectic solidification on high chromium cast iron – Eutectic structure

and their quantitative analysis, AFS Transactions, v. 89, p. 183-196, 1981.

Chen, H.X. et al. Effect of niobium on wear resistance of 15% Cr white cast iron, Wear, n.

166, p. 197-201, 1993

Maratray, F.& Usseglio-Nanot, R. Factors affeting the structure of chromium and chromium-

molybdenum white irons, Climax Molybdenum Co., 1970, 32p.

Pinto, Maria Aparecida. Efeito do Nióbio em Ferros Fundidos Brancos de Alto Cromo para

Fabricação de Corpos Moedores, Ouro Preto: REDEMAT – UFOP – CETEC –

UEMG, 2000, 107p. Dissertação (Mestrado).

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