Metal finishing

Tecnicamente FalandoSinopse da anodização na indústria aeroespacial

Comportamento mecânico dos filmes anódicos pretos sobre a liga de alumínio 7175 para aplicações espaciais

Revestimentos protetores para ligas de magnésio isentos de cromo, baseados em zircônia

Acabamento OrgânicoRevestimentos multifuncionais contra corrosão

curáveis por UV (MUV ) para aplicações aeroespaciais

Outubro 2010Vol. 1nº 3

w w w. m e t a l f i n i s h i n g. co m

A R e v i s t a d a s I n d ú s t r i a s d e R e ve s t i m e nto e G a l v a n i z a ç ã o

Novas abordagens tecnológicas para pré-tratamento e revestimento de componentes de aeronaves

Avanços no acabamento aeroespacial

Aprovado pela:

PROTEJA SEUS RECURSOS com um

Na liderança da redução de poluição na indústria de tratamento de superfície desde 1963, os Filtros Andreae satisfazem as legislações regulamentadoras ao redor do mundo.

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SUMÁRIO

4 NOTAS&notícias

3 EDITORIALA área da alta tecnologia no pré-tratamento e acabamento para aeronaves e aplicações aeroespaciais

TECNICAMENTEfalando Sinopse da anodização na indústria aeroespacialpor Anne Deacon Juhl

Comportamento mecânico dos fi lmes anódicos pretos sobre a liga de alumínio 7175 para aplicações espaciaispor Yann Goueffon, Catherine Mabru, Michel Labarrère,

Laurent Arurault, Claire Tonon e Pascale Guigue

Revestimentos protetores para ligas de magnésio isentos de cromo, baseados em zircôniapor Abdel Salam Hamdy e Mahmoud Farahad

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8

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2 | www.metalfinishing.com | outubro 2010

26

21 Revestimentos multifuncionais contra corrosão curáveis por UV (MUV) para aplicações aeroespaciaispor Matthew J. O’keefe e William G. Fahrenholtz

História e desenvolvimento dos TMC e conversões de nova tecnologia: uma visão pessoalpor Brad B. Gruss

ACABAMENTOorgânico

ANUNCIANTES

ABTS 3ª capa

Andreae Team 2ª capa

Columbia 31

Metal Coat 4ª capa

Process Technology 5

SFExpo China 2011 1

Tolber 25

A Área da alta-tecnologia no pré-tratamento e acabamento para Aeronaves e Aplicações Aeroespaciais

É de conhecimento geral que as mudan-

ças nas legislações ambientais impacta-

ram a maneira que os tratadores de su-

perfície executam virtualmente todos os

aspectos de seus negócios. Isto inclui de

tudo, desde a maneira como adquirem

suas matérias-primas e produtos quí-

micos até os procedimentos e métodos

praticados nos processos de acabamento

ou retrabalho. Em nenhuma outra indús-

tria isto é tão óbvio quanto na indústria

aeroespacial.

Nesta edição especial da revista Metal Fi-

nishing, você encontrará artigos técnicos

dedicados à limpeza, pré-tratamento e,

claro, acabamento de peças utilizadas na

fabricação de componentes aeroespa-

ciais, um setor-chave de usuários fi nais no

mercado brasileiro. A seguir uma amostra

do que você encontrará aqui:

A Dra. Anne Deacon Juhl, uma fonte

respeitada no campo de anodização de

alumínio, dá início à edição com uma

“cartilha” sobre anodização na indústria

aeroespacial. Cobrindo os quatro aspec-

tos principais da anodização aeroespacial

(ácido crômico, ácido sulfúrico, ácido

fosfórico e ácido bórico sulfúrico), a Dra.

Juhl discute como cada processo infl uen-

cia o resultado fi nal. Ela também discute

a importância de defi nir os critérios de

desempenho “antes” de escolher um pro-

cesso de anodização específi co.

O artigo técnico a seguir, é um estudo

exaustivo do comportamento de fi lmes

anódicos pretos em uma liga de alumínio

especial para aplicações espaciais (agra-

decimentos especiais a nossos colegas

da Elsevier da revista Surface Coatings &

Technology por descobrir esta pérola!)

Um time de engenheiros alemães em co-

operação com o Departamento de Tec-

nologia de Superfície e Corrosão, basea-

do em Cairo, no Egito, explora o tópico

de revestimentos protetores alternativos

para ligas de magnésio – materiais utili-

zados em aplicações aeroespaciais. Es-

pecifi camente, foi estudado o efeito da

concentração de soluções de zirconato

no desempenho da proteção contra cor-

rosão de um substrato de magnésio; os

resultados foram fascinantes.

O último artigo, baseado em tecnologia

de acabamento orgânico, lida com reves-

timentos contra corrosão multifuncionais

curáveis com ultravioleta para aplicações

aeroespaciais. Neste artigo muito bem

pesquisado, os autores descrevem o

desenvolvimento e análise de sistemas

alternativos de revestimento contendo

compostos inorgânicos inibidores de

corrosão e zero compostos orgânicos

voláteis ou poluentes perigosos! Leitura

obrigatória para aqueles que buscam eli-

minar o cromo hexavalente de seus pro-

cessos de pré-tratamento e acabamento.

A direção futura do acabamento de pe-

ças aeroespaciais e de aeronaves – pelo

menos em termos dos aspectos práticos

de acabamento – é clara: processos e

materiais mais seguros para os usuários

e mais amigáveis ao meio-ambiente são

a onda do futuro.

Reginald Tucker

MF BRASIL, OUTUBRO 2010VOLUME 1 - NÚMERO 3

PublicaçãoGREG VALERO

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REGINALD [email protected]

Edição de Revestimentos OrgânicosRON JOSEPH

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outubro 2010 | www.metalfinishing.com | 3

PRODUÇÃO INDUSTRIAL BRASILEIRA

A produção industrial no Brasil cresceu 18% nos primeiros quatro

meses de 2010, comparada ao mesmo período do ano anterior,

segundo o Instituto Brasileiro de Geografia e Estatística (IBGE). Em

abril, a produção industrial caiu 0,7% comparada ao mês anterior,

a primeira queda em cinco meses. Entretanto, o valor subiu 17,4%

comparado ao mesmo período de 2009. De maio de 2009 a abril

de 2010 a produção industrial subiu 2,3% em relação ao período

de 12 meses anterior, o primeiro valor positivo registrado desde

janeiro de 2009, de acordo com o estudo. A produção industrial

subiu em todas as categorias nos primeiros quatro meses de 2010,

diz o estudo.

A produção de bens de capital subiu 28,7% comparada ao mesmo

período do ano anterior, enquanto a produção de insumos subiu

19,2%, a produção de bens duráveis subiu 26,4% e a produção de

bens não duráveis subiu 8,7%. De acordo com o estudo, 25 dos

27 setores registraram expansão de produção este ano. Os melho-

res resultados foram registrados no setor de veículos automotores

(36,4%), máquinas e equipamentos (43,5%) e produtos metalúrgi-

cos (39,9%). Os únicos setores que registraram queda de produção

no período foram a indústria de tabaco (12,2%) e de equipamen-

tos de transporte (9,1%).

NOMEAÇÕES

Ipsen, Inc., projetista e fabricante de sistemas de processamen-

to térmico, contratou Rene Alquicer como engenheiro de vendas

internacionais diretas. Alquicer formou-se na Universidad De Las

Americas, México, como bacharel em Engenheria Mecânica e com

MBA em Negócios Internacionais. Nos últimos 14 anos trabalhou

em cargos progressivamente mais importantes em fabricantes

americanos, culminando num cargo de vendas internacionais res-

ponsável por México e Américas Central e do Sul.

“A capacidade do Sr. Alquicer de gerenciar vários projetos simul-

tâneamente, associada a suas habilidades de trabalho em equipe

e atitude positiva serão um grande recurso para a organização

de vendas da Ipsen”, disse Geoffrey Somary, presidente e CEO da

Ipsen. “Sua familiaridade com mercados latino-americanos ex-

pande nosso comprometimento em fortalecer o relacionamento

com nossos clientes internacionais.” Alquicer é fluente em inglês,

espanhol e português e possui grande conhecimento da língua

alemã. Ele reside com sua família próximo à sede corporativa da

Ipsen em Cherry Valley, IL, e pode ser contatado através do e-mail

[email protected].

CERTIFICAÇÕES

Columbia Chemical Corp., um dos maiores fabricantes mundiais

de aditivos para eletrodeposição de zinco e ligas de zinco, tem

o prazer de anunciar sua renovação do registro ISO com o cer-

tificado atualizado ISO 9001:2008. Este é o 11º ano consecutivo

de certificação ISO para a Columbia Chemical, provando que ela

continua a implementar com sucesso um sistema de gerencia-

mento de qualidade reconhecido internacionalmente no projeto

e fabricação de aditivos proprietários para a indústria mundial de

acabamento de superfícies metálicas.

“Obter a certificação ISSO 9001:2008 demonstra claramente o

compromisso contínuo da Columbia Chemical em melhorar nos-

so sistema de gerenciamento de qualidade”, disse Pete Grasson,

gerente de fábrica. “Todos os níveis de nossa organização estive-

ram envolvidos no rigoroso processo de certificação, que garante

a nossos clientes e parceiros a confiança na decisão de colaborar

com a Columbia Chemical.”

Além disso foi concedida à Columbia Chemical a re-certificação

do registro ISO 9227, que permite à companhia continuar a execu-

tar testes de corrosão de névoa salina para a indústria automotiva

com a documentação necessária para aprovação do resultados.

A certificação da companhia foi concedida pela Orion Registrar,

credenciada da ANAB e da RvA, com validade até 14 de janeiro

de 2013.

Atotech, fornecedor global de produtos químicos para tratamen-

to de superfícies metálicas e líder em tecnologias de pintura eco-

lógica, recebeu o selo QUALICOAT para dois processos de pré-tra-

tamento para pintura de alumínio. As aprovações foram ganhas

separadamente utilizando dois promotores de adesão distintos: :

Interlox® 5705, um promotor de adesão livre de cromo e fosfato

e : Interlox® 338, um promotor de adesão baseado em cromo tri-

valente. Ambos os processos foram aprovados após testes rigo-

rosos. Todos os componentes dos testes foram tratados com de-

sengraxantes bio-remediados UniPrep®, permitindo longa vida e

operação a baixas temperaturas. Estas aprovações representam os

primeiros registros bem sucedidos para o QUALICOAT de amostras

tratadas com desengraxantes bio-remediados.

A aprovação do QUALICOAT foi finalizada na segunda metade

de 2009 pelo órgão de certificação QUALICOAT em Zurique,

após extensos testes de qualificação no IFO (Institut für

Oberflaechentechnik GmbH) na Alemanha.


VENDAS DE AUTOMÓVEIS NOS EUA

Muitos fabricantes automotivos americanos registraram melhora

nas vendas ano-após-ano em abril, mas os lucros ficaram abaixo

do esperado em relação a março. O último relatório da Autoda-

ta mostra que as vendas totais de automóveis nos EUA subiram

20% ano-após-ano em abril, enquanto os lucros diminuíram 8%

em comparação com março. Segue-se um resumo dos destaques

do relatório:

Chrysler: elevação 25% ano-após-ano; subiu 3% desde março de

2010

Ford: elevação 25% ano-após-ano; queda de 9% desde março

GM: elevação 6% ano-após-ano; queda de 2% desde março

Honda: elevação 13% ano-após-ano; subiu 5% desde março

Hyundai: elevação 24% ano-após-ano; queda de 4% desde março

Nissan: elevação 35% ano-após-ano; queda de 33% desde março

Toyota: elevação 24% ano-após-ano; queda de 16% desde março

Analistas da indústria colocam os números de abril em perspectiva,

observando que o desempenho de março representa o efeito da

demanda reprimida do mês anterior graças ao clima inclemente de

fevereiro, que manteve os compradores longe das concessionárias.

Ao mesmo tempo, as vendas de automóveis nos EUA no ano

passado sofreram o impacto das falências da GM e Chrysler além

do clima econômico negativo em geral. Este fenômeno, segundo

os especialistas, pode ter distorcido os números de abril de 2010.

Levando todos os fatores em consideração, Chrysler e GM estão

se recuperando bem. Chrysler, após meses de queda nas vendas,

mostrou a maior elevação ano-após-ano em quase 5 anos. E a GM,

que começou a pagar os empréstimos governamentais, tem gera-

do forte impulso de vendas desde a consolidação de suas marcas

no ano passado. De acordo com Steve Carlisle, vice presidente de

operações de venda nos EUA, a GM registrou aumento de vendas

no varejo de 33% combinando suas marcas principais – Chevrolet,

Buick, GMC e Cadillac – em março, impulsionando a venda de uni-

dades para 183.091 no mês. No ano-após-ano, isto representa um

aumento de 20%. Nos últimos 12 meses, as vendas combinadas de

Chevrolet, Buick, GMC e Cadillac subiram 31%.

À medida que a indústria aeroespacial exige mais dos

materiais que utiliza, o tratamento da superfície torna-

se uma parte cada vez mais importante do produto fi-

nal. Os revestimentos por conversão química desempenham

um papel importante como um revestimento - por ele próprio

ou por suas propriedades adesivas realçadas - apesar de não

serem comparáveis com a anodização, seja como um acaba-

mento seja na gama de aplicações na indústria aeroespacial.

O filme de óxido formado pelos vários processos de anodiza-

ção é superior mecanicamente e produz uma camada com re-

sistências à corrosão e à abrasão muito superiores aos revesti-

mentos por conversão química. Os diversos processos utilizam

todos uma corrente elétrica para a formação do filme de óxido.

A corrente passa por um eletrólito no qual o alumínio é o anodo,

de onde deriva o nome “anodização”. A natureza do eletrólito, a

reação produzida e os parâmetros de operação determinam a

estrutura e as propriedades do filme de óxido formado.

Esta sinopse fornecerá uma breve explanação dos diversos

processos de anodização utilizados hoje em dia na indústria

aeroespacial.

OS DIVERSOS PROCESSOS DE ANODIZAÇÃO

Muitos eletrólitos foram ensaiados, utilizados e patenteados

no decorrer do século passado, restando apenas alguns como

processos industriais importantes. De acordo com “a bíblia da

anodização”, The Surface Treatment and Finishing of Alumi-

num and its Alloys de Wernick, Pinner e Sheasby, os três mais

importantes são os do ácido crômico, do ácido sulfúrico e do

ácido oxálico1. Atualmente ácidos como o fosfórico e a mistura

de ácidos bórico e sulfúrico são utilizados no mercado de ano-

dização para a indústria aeroespacial.

A anodização em ácido crômico (CAA) foi o primeiro processo

comercial de anodização patenteado em 1923 por Bengough

a Stuart, seguido de perto pelo primeiro processo de anodiza-

ção em ácido sulfúrico (SAA) patenteado em 1927.

O ácido oxálico foi introduzido pelos japoneses na metade dos

anos 1950. O principal interesse atualmente é como um ácido

adicional na anodização dura (hard coat anodizing - HCA) para

produzir um revestimento mais duro mais rapidamente do que

o obtido em um eletrólito de ácido sulfúrico puro.

As anodizações em ácido fosfórico (PAA) e em ácidos bóri-

co e sulfúrico (BSAA) foram ambas desenvolvidas pela Boeing

Company, a primeira como superfície de aderência estrutural

e a outra como substituto para a CAA para peças de fadiga

não-crítica.

O processo de anodização mais utilizado é o em ácido sulfú-

rico, mas para aplicações aeroespaciais o cenário é um pouco

diferente.

A anodização em ácido crômico é principalmente utilizada

para proteção de estruturas críticas em todos os tipos de jun-

ção. Sua resistência a corrosão é excelente em relação à espes-

sura do revestimento, que normalmente fica na faixa de 0,08 a

0,2 milésimos de polegada (2 - 5 μm) . O filme de óxido é mais

mole e menos poroso que os produzidos por outros processos

e forma-se sem qualquer redução significativa quanto à fadiga

do material. O filme é danificado facilmente e sua cor é um

cinza claro opaco. Quando este filme é selado em um selante

de dicromato, surge uma coloração esverdeada.

A voltagem do processo é controlada com uma rampa inicial

a até 40 volts dependendo do tipo especificado. Na especifi-

cação militar MIL-A-8625F são especificados dois tipos, Tipo

I e Tipo IB, sendo o primeiro um revestimento convencional

produzido a uma voltagem de cerca de 40 volts e o Tipo IB por

uma voltagem entre 20 e 22 volts.

por Anne Deacon Juhl

Sinopse da anodização na indústria aeroespacial



A anodização em ácido sulfúrico pode ser dividida em seus

dois usos principais, para revestimentos do Tipo II e revesti-

mentos do Tipo III. O Tipo II é utilizado principalmente para

aplicações decorativas ou de proteção, enquanto os filmes

com óxido duro (Tipo III) são utilizados em aplicações de enge-

nharia, como por exemplo a indústria aeroespacial.

A MIL-A-8625F especifica os revestimentos do Tipo III como

sendo aqueles formados tratando o alumínio e suas ligas ele-

troliticamente para produzir um revestimento anódico unifor-

me. Isto permite uma variedade de procedimentos operacio-

nais do processo, contanto que resultem em um revestimento

denso e pesado.

O filme duro resultante depende muito da liga de alumínio uti-

lizada.2 Os primeiros processos utilizavam densidades de cor-

rente mais elevadas e temperaturas do eletrólito mais baixas.

Estes parâmetros processuais geram certas dificuldades com

ligas mais ricas em cobre da série 2000 - algumas das ligas fa-

voritas para a indústria aeroespacial. Portanto muito foi feito

para reduzir estas dificuldades.3,4 A adição de ácido oxálico ao

eletrólito de ácido sulfúrico foi uma das principais modifica-

ções. Adicionalmente foram desenvolvidas variações na tem-

peratura do eletrólito e o uso de diferentes fontes elétricas e

de métodos pulsados. 5,6,7

A anodização em ácido fosfórico é utilizada basicamente para

união estrutural por adesivo em ambientes de alta umidade.

Este processo é conhecido como o Processo Boeing e é exe-

cutado a 10-15 V. O filme de óxido formado tem uma maior

durabilidade sob condições adversas que os filmes formados

em ácidos crômico e sulfúrico. Diz-se que uma das razões para

a elevada propriedade de aderência é graças à morfologia do

filme de óxido, que deveria ser um filme de poros com fiapos

na superfície externa do filme formado.

O último processo mencionado é o novo de ácido bórico e

sulfúrico. Este é uma alternativa ao eletrólito de ácido crômico,

que contém cromo hexavalente (O cromo hexavalente é can-

cerígeno e deve ser eliminado dos processos de revestimento

metálico. Portanto, são necessários eletrólitos isentos de cro-

mo hexavalente). O filme de óxido formado no eletrólito bórico

e sulfúrico apresenta uma aderência de tinta igual, ou superior,

ao do formado com ácido crômico.

A voltagem do processo é controlada e elevada até 15 V. É ne-

cessária uma selagem em uma solução diluída quente de cro-

mato para obter uma resistência satisfatória contra a corrosão.

Os processos acima são a base da anodização que executamos

atualmente na indústria aeroespacial. Devemos lembrar que as

condições operacionais podem variar dentro de uma faixa am-

pla e que a maioria das especificações são apenas guias gerais.

Portanto, o mais importante a lembrar é definir os critérios de

desempenho antes de escolher o processo correto de anodi-

zação.

REFERÊNCIAS

1. Wernick, S., Pinner, R. e Sheasby, P.G., “The Surface Treatment

and Finishing of Aluminum and its Alloys”, 5. Ed., Finishing

Publications LTD., Teddington, Middlesex, Inglaterra, 1987.

2. Juhl, A. Deacon, “Anodização Dura de Ligas de Alumínio

Aeroespaciais”, Light Metal Age, junho de 2009.

3. Lerner, L., Sanford Process Corporation, “Anodização Dura de

Liga de Alumínio Aeroespacial”, apresentada na IMFAIR09,

10-11 de junho de 2009, Royal Air Force Museum, Cosford,

Shropshire UK.

4. Schaedel, F., “Melhorando o Desgaste da Anodização e a

Resistência à Corrosão pela Combinação da Modificação

Química do Eletrólito com uma Tecnologia Avançada da

Elevação da Forma da Onda Pulsada”, AAC 17a Conferência

e Exposição de Anodização, 28-30 de outubro de 2008, San

Francisco.

5. Munk, F., “Estado-da-Arte em Suprimentos Elétricos para

Anodização Dura”, IHAA, 9º Simpósio Técnico, Canadá,

setembro de 2002.

6. Juhl, A. Deacon, “Anodização Pulsada de Ligas de Alumínio

Extrudadas e Fundidas”, tese de doutorado, Instituto de

Engenharia Industrial, Universidade Técnica da Dinamarca,

julho de 1999.

7. Juhl, A. Deacon, “Porque Faz Sentido Atualizar para Anodização

Pulsada”, Metal Finishing, Julho/Agosto 2009.

BIOGRAFIA

Anne Deacon Juhl, Ph.D, é gerente da AluConsult, LCC, San Diego, Califórnia e é autora de mais de uma dúzia de artigos sobre muitos tópicos relativos ao processo de anodização. Ela tem um doutorado em anodização pulsada de ligas de alumínio extrudadas e fundidas pela Universidade Técnica da Dinamarca. A Dra. Juhl também é Instrutora Sênior da Academia Internacional de Tratamento de Superfície (ISFA), onde conduz vários workshops sobre anodização promovidos anualmente pela ISFA por todos os Estados Unidos. A Dra. Juhl também é membro das seguintes organizações: Associação Internacional de Anodização Dura, Conselho de Anodizadores de Alumínio e ASM International. Ela pode ser contactada em [email protected].

Para mais informações, visite www.anodizingworld.com

Filmes anódicos pretos sobre ligas de alumínio têm sido

utilizados há muitos anos na indústria espacial. Tais tra-

tamentos conferem características específicas a superfí-

cies (absorbância solar αs > 0,93 e emitância normal e

n > 0,90)

permitindo uma regulagem térmica passiva. O processo utili-

zado para obter estes filmes pretos é baseado em anodização

porosa. Isto não é a deposição de um revestimento e sim uma

oxidação eletroquímica da superfície da liga de alumínio. Por

isto a aderência do filme anódico ao seu substrato sempre foi

considerada muito elevada. Antes do lançamento, peças de sa-

télites são submetidas a ciclos térmicos sob vácuo para simular

o ambiente espacial. Após estes ensaios, têm sido observados

casos de escamação do filme anódico preto ao destacar fitas

adesivas utilizadas na fixação de termopares. [1]

Neste contexto, o objetivo deste artigo é melhor compreender

os mecanismos que levam à escamação. Para aferir precisa-

mente o comportamento mecânico do filme, em dependên-

cia de sua porosidade inicial, foram inicialmente medidas as

tensões residuais após cada passo do processo. O coeficiente

de expansão térmica foi então avaliado por análise de flexão de

viga para determinar as tensões térmicas ocorrentes durante

o processamento e o envelhecimento. A seguir, a resistência à

tração foi avaliada em ensaios de dobramento de quatro pon-

tos. Finalmente, a evolução da aderência durante o envelhe-

cimento (ciclagem térmica) foi acompanhada por ensaios de

riscagem. Um modelo de elementos finitos foi desenvolvido

para simular os efeitos combinados das tensões térmicas e do

fendimento do filme no campo de tensões na interface filme/

substrato.

2. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

2.1. Material. O material do substrato foi a liga de alumínio

7175T7351, frequentemente utilizada na indústria espacial. Sua

composição química em porcentagem por peso é: 1,62%Cu,

0,12%Fe, 2,42% Mg, 0,01% Mn, 0,06% Si, 5,75% Zn, 0,041% Ti,

0,21% Cr e o restante em Al. Seu módulo de Young é Es=72

GPa, seu coeficiente de Poisson é .s=0,33 e seu coeficiente de

expansão térmica é as=2,34 x 10-5K-1.

2.2. Processo de anodização preta. O processo de anodização

preta seguiu a norma ESA [2] para projeto de naves espaciais,

envolvendo quatro processos consecutivos: pré-tratamentos

de superfície, anodização, coloração e selagem. As amostras

foram enxaguadas com água destilada após cada passo.

A chapa da liga (3 x 20 x 40 mm ou 10 x 20 x 160 mm) foi desen-

graxada com etanol e atacada em solução aquosa de Na2CO

3

(6,2 g/L) e Na3PO

4 (12,5 g/L) por 5 minutos a 93oC, e neutrali-

zada em HNO3 aquoso (50% v/v) por 3 minutos à temperatura

ambiente.

A chapa de alumínio foi utilizada como anodo e uma placa de

chumbo como contraeletrodo na célula eletroquímica. A ano-

dização foi efetuada durante 60 min no modo galvanostático

(Ja = 1,2 ± 0,1 A/dm2) usando uma solução de ácido sulfúri-

co (150 g/L) regulada termicamente. Alterar a temperatura de

anodização entre 5ºC e 25ºC permite controlar a porosidade

inicial (antes da coloração e selagem) (Fig. 1) [3-5]. A porosi-

dade foi quantificada por análise de imagem após observa-

ções com microscópio eletrônico de varredura de emissão de

campo (dispositivo (FEG-SEM JEOL JSM6700F). A espessura do

filme é cerca de 20 μm para inserir corantes pretos suficientes

durante a coloração.

A peça anodizada foi colorida por imersão em dois banhos

consecutivos: primeiro por 15 min em solução de acetato de

por Yann Goueffon*, Catherine Mabru, Michel Labarrère, Laurent Arurault, Claire Tonon e Pascale Guigue

Comportamento mecânico dos filmes anódicos pretos sobre a liga de alumínio 7175 para aplicações espaciais



cobalto (200 g/L) ajustada a 43 ± 2ºC, e depois por 10 min em

hidrosulfeto de amônio (30 g/L) à temperatura ambiente.

A etapa de selagem ocorreu por 35 minutos em banho a

98 ± 2ºC composto de acetato de níquel (NiCH3COO, 4H

2O) e

ácido bórico (ambos a 5 g/L).

2.3. Medições de tensões residuais no filme. As tensões re-

siduais no filme foram medidas por análise de flexão de viga.

Substratos finos (200 μm) foram preparados por esmerilha-

mento em lixa de SiC (granulação 240-1200), polimento com

pastas de diamante de 6 μm a 1/4 μm. Eles foram anodizados

em um lado (20 mm x 20 mm). As curvaturas induzidas nas

amostras por tensão foram medidas ex-situ em 17,5 mm com

uma Mahr Perthometer Concept com um sensor MFW250.

2.4. Determinação do coeficiente de expansão térmica

(CTE). Para avaliar o CTE do filme, foram efetuadas medições

de curvatura a diferentes temperaturas. As amostras foram

aquecidas até 130ºC com uma placa de aquecimento e

a temperatura do filme foi controlada com um termopar.

Durante o resfriamento (1ºC/min) foram efetuadas medições

de curvatura.

2.5. Medições de resistência à tração do filme. As amostras

(160 x 20 x 10 mm) foram anodizadas em uma área limitada. A

resistência a tração foi determinada com ensaios de dobramen-

to de quatro pontos executados em um dispositivo de ensaio

de tração (Adamel DY26) (Fig 2). Para determinar a carga de

fissuração do filme (Lc), foram utilizadas medições de emissão

acústica. Foram executadas observações SEM pós-experimen-

to para detectar a presença de fissuras no filme.

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Figura 2 - Esquema do ensaio de dobramento de quatro pontos

2.6. Medições de aderência. As medições de aderência fo-

ram avaliadas utilizando um dispositivo de ensaio de riscagem

(CSM Revetest) com ponta de diamante (Rockwell, raio da pon-

ta 200 μm). Os ensaios de riscagem foram configurados com

uma carga normal crescente (velocidade de carga: 30 N/min,

velocidade de avanço 5mm/min). O arranhão resultante, com

comprimento de 5mm, de foi observado por meio de SEM para

determinar a carga normal correspondente. Os valores relata-

dos são médias de 5 riscos diferentes por amostra.

2.7. Simulação numérica. Foi utilizada uma simulação de

elementos finitos para avaliar o comportamento mecânico de

um filme fino sobre seu substrato. Foi utilizada SAMCEF para

executar cálculos isotrópicos termoelásticos com hipóteses de

tensão em plano bidimensional. A geometria utilizada foi um

substrato (de espessura 3 mm) com um filme anódico de 20

μm. Foi adicionada ao filme uma trinca reta perpendicular à su-

perfície com 1 mícrometro de largura e comprimento variável.

Figura 1 - Vista FEG-SEM da superfície de filmes anódicos de diferentes temperaturas de anodização antes e depois da coloração e selagem em escalas nano e meso

O tamanho da malha foi validado comparando o KI com valores

teóricos. As vezes foram observados casos de fissuração ime-

diatamente após a etapa de selagem. Assim, o impacto sobre

as tensões interfaciais da presença de uma trinca através do re-

vestimento, foi observado quando sob carga térmica. Para uma

análise preliminar, a tensão interfacial é definida como sendo

a diferença entre as tensões (direção paralela à superfície) no

revestimento e no substrato próximo à interface.

3. RESULTADOS E DISCUSSÃO

3.1. Tensões residuais. Tem sido medidas tensões residuais

após cada passo do processo para filmes de diferentes porosi-

dades. O raio da curvatura R na amostra fina é ligado com ten-

sões no filme pela relação (1) [6]. Considera-se que as tensões

no filme sejam uniformes:

sendo

as espessuras do substrato e do filme, respectivamente. Assu-

miu-se que o coeficiente de Poisson do filme, .f, seja 0,28 [7]. O

módulo de Young do filme, Ef, foi medido por nanoindentação

como uma função da porosidade e será o tema de um artigo

futuro [8]. Resumindo, o módulo decresceu de 80 GPa para 20

GPa para filmes com porosidades crescentes de 10% a 50%.

Os resultados estão relatados na Fig 3, com as porcentagens

representando as porosidades iniciais.

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Figura 3 - Tensões residuais medidas após cada etapa do processo (anodização, coloração, selagem) para filmes anódicos com

diferentes porosidades iniciais

Após o estágio de anodização, as tensões residuais no filme

são compressivas, principalmente graças à diferença de volu-

me molar entre os filmes e os substratos [9, 10]. Alwitt et al.

[11, 12] encontraram tensões de tração (cerca de 15MPa) após

anodização da liga de alumínio 5657. Eles mostraram que as

tensões residuais são independentes da espessura do filme

mas dependem do substrato (séries 5XXX e 6XXX). A razão

desta dependência ainda não é bem conhecida. No entanto,

elementos da liga, especialmente o cobre [13], modificam o

mecanismo de crescimento dos filmes. Sendo o teor de cobre

da AA7175 cerca 1,2%, a mudança nas tensões residuais pode-

ria ser explicada pela modificação da morfologia do filme.

Após a inserção de corantes na porosidade, as tensões resi-

duais são tracionais e aumentam com a porosidade inicial (ou

seja, com a quantidade de corantes introduzidos).

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Figura 4 - Tensão em um filme com porosidade inicial de 10% em função da temperatura, logo após a anodização, após a

coloração e após a selagem

A etapa de selagem executada em água fervente (com adição

de acetato de níquel) é normalmente considerada como

sendo uma hidratação da alumina, induzindo uma expansão

do volume do filme e, portanto, grandes tensões residuais

compressivas. Alwitt et al. [11] mostraram que a tensão

compressiva aumenta com o tempo de selagem, confirmando

a relação entre as tensões compressivas e a quantidade de

alumina hidratada.

Para porosidades iniciais acima de 30%, as tensões são negli-

genciáveis. Efetivamente, as tensões residuais foram liberadas

pela presença de trincas através dos filmes com porosidades

elevadas (Fig 1).

3.2. Causas de trincamento.

3.2.1. Coeficiente de expansão térmica (CTE).

A relação (1) foi utilizada para calcular as tensões no filme

a diferentes temperaturas. A relação experimental entre

tensões e temperatura foi estabelecida e assumida linear na

faixa entre 20-70ºC (conteúdo de água estável, temperatura

homogênea).


O CTE do filme foi deduzido da relação (2), que dá as tensões

em um revestimento graças a uma variação de temperatura:

com q como temperatura e af o CTE do filme.

As tensões são aqui consideradas como sendo homogêneas

no filme.

Como um exemplo, a Fig 4 representa as tensões em um filme

versus a temperatura. Os resultados obtidos foram mesmos,

qualquer que fosse a porosidade. Constatou-se que o CTE en-

contrada nos filmes não tingidos nem selados foi quase 5 vezes

menor (5×10-6K-1) que o do alumínio, confirmando trabalhos

anteriores de Alwitt et al. [11], que encontraram a mesma re-

lação. Adicionalmente, as tensões medidas ao retornar à tem-

peratura ambiente são equivalentes às tensões residuais antes

do aquecimento.

Após a coloração, o CTE dos filmes anódicos é quase 10 vezes

menor que o do substrato. Nenhuma modificação das tensões

residuais (a 20ºC) foi induzida pelo ensaio.

Durante o aquecimento e resfriamento de filmes coloridos e

selados, a rampa é comparável à de amostras coloridas mas

não seladas, provando que o CTE não é modificado pela hidra-

tação. Entretanto, durante o ensaio são liberadas tensões resi-

duais de compressão porque a temperaturas acima de 100ºC

pode ocorrer desidratação [14].

A grande diferença entre os CTEs do substrato e do filme con-

duz a tensões tracionais no filme durante a selagem a 100ºC.

Esta carga pode explicar casos de fissuramento. Entretanto, o

CTE não variou significativamente com a porosidade inicial.

3.2.2. Resistência à tração. Toda a área revestida foi subme-

tida a uma deformação uniforme na ruptura do filme durante

o dobramento:

a e h são definidos na Fig 1; IS é o momento quadrático da

amostra.

O filme foi considerado puramente elástico e seu limite de re-

sistência à tração (SR) é

Cada valor relatado é uma média de três ensaios diferentes.

Com a porosidade crescente, esperava-se que o resistência

à tração do filme anódico decrescesse, como descrito por

Ryshkewitch-Duckworth [15]. Além disso, uma queda da re-

sistência a tração de cerâmicas com porosidades entre 30% e

50% foi demonstrada por Knudsen et al. [16] corresponder à

transição da porosidade isolada à interconectada.

Mesmo assim, a Fig 5 mostra que a resistência à tração de fil-

mes não coloridos nem selados aumenta para porosidades de

10% a 30%, enquanto a resistência diminui com porosidades

maiores. A porosidade foi controlada alterando a temperatura

de anodização, o que pode mudar a composição do filme anó-

dico e pode explicar o aumento do limite da resistência à tra-

ção. Para porosidades acima de 30%, os efeitos da porosidade

tornam-se preponderantes e a resistência à tração decresce.

O limite da resistência à tração diminui na etapa de coloração.

A quantidade de corantes introduzida no filme aumenta com

a porosidade, o que explica a perda mais acentuada da resis-

tência a tração `com porosidades mais elevadas. A reação de

precipitação que ocorre dentro dos poros durante o tingimen-

to é [17]:

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Figura 5 - Resistência à tração do filme anódico em cada passo do processo e em função da porosidade inicial

Entretanto, uma reação química adicional entre acetatos e o

filme poderia explicar este enfraquecimento. Ensaios adicio-

nais, tais como coloração com nitratos de cobalto, poderiam

permitir a avaliação deste ponto.

A hidratação do filme acentua esta tendência. A reação que

ocorre durante a selagem é:


O oxi-hidróxido de alumínio hidratado resultante frequente-

mente aparenta um gel com resistência mecânica insignifi-

cante. Para porosidades de 40% e 50%, o filme fissurou após

a etapa de selagem a 100ºC e, portanto, as medições não são

comparáveis.

Considerando-se os resultados anteriores, no início da sela-

gem a 99ºC, filmes com porosidade de 40% estão sob tensão

térmica à tração de aproximadamente 100 MPa. Somando às

tensões residuais à tração após a coloração (35 MPa), as ten-

sões globais no filme são superiores a seu limite de resistência

à tração. (100 MPa).

Portanto, as dilatações térmicas diferenciais associadas a um

limite de resistência à tração muito baixo de filmes anódicos

altamente porosos, explicam o fenômeno de fissuramento.

3.3. Envelhecimento e escamação. A evolução da aderên-

cia das duas amostras fissuradas foi observada após envelhe-

cimento. Foram efetuadas ciclagens térmicas entre -80ºC e

+80ºC (pausas de 10min., velocidade de aquecimento/resfria-

mento de 10ºC/min) foram executados sob atmosfera de nitro-

gênio seco. Foi observada autoescamação de partículas após o

envelhecimento de amostras com 50% de porosidade.

Foram utilizados ensaios de riscagem para comparar a evolu-

ção da carga crítica, definida como a menor carga causadora

de escamação lateral ao longo do risco [18]. A carga crítica é

constante para filmes anódicos pretos com porosidade inicial

de 40% independentemente do número de ciclos realizados

(Fig 6). Ciclos térmicos entre -80ºC e +80ºC não têm impacto

na aderência medida. Pelo contrário, ocorreu uma perda de

aderênciao após o primeiro ciclo térmico para amostras com

porosidade inicial de 50%.

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Figura 6 - Evolução da carga crítica do ensaio de riscagem com o número de ciclos térmicos para amostras com porosidade inicial

de 40% e 50%

A diferença no CTE entre o filme e o substrato resulta em ten-

sões térmicas à tração no filme em temperaturas acima de

20ºC. Além disso, a perda de água na amostra durante o enve-

lhecimento resultaria em tensões tracionais no filme. Fissuras

em amostras com porosidade inicial de 50% podem propagar-

se sob carga térmica, resultando na perda de aderência obser-

vada.

3.4. Simulação numérica. Foram utilizadas as propriedades

termomecânicas de filmes coloridos e selados. Foi aplicada

uma carga térmica de +80ºC. A influência da presença de uma

trinca no filme sobre as variações das tensões interfaciais está

ilustradas na Fig 7.

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Figura 7 - Variações da tensão interfacial na direção da interface devida à presença de uma trinca através do filme poroso a 80ºC

São observados dois comportamentos diferentes dependen-

do da porosidade (i.e.elasticidade) do filme. Para porosidades

abaixo de 30%, a presença de uma fissura curta (<13 μm) não

tem impacto sobre a tensão interfacial considerada. Quando

as rachaduras tornam-se mais longas (17 μm) a tensão inter-

facial aumenta. Se as rachaduras são suficientemente longas,

as tensões à tração à frente da rachadura são transmitidas

pela rigidez do filme até a interface. As tensões interfaciais são

acentuadas.

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Para filmes que apresentam porosidade acima de 40%, a pre-

sença de trincas causa uma grande deformação do filme com

pequeno aumento das tensões (elasticidade elevada). As ten-

sões tracionais são na maioria transmitidas para o substrato

mais rígido. Tensões interfaciais são liberadas.

Constatou-se sempre que a largura das trincas aumenta com

o envelhecimento. Isto sugere que o aquecimento durante a


ciclagem térmica propaga as trincas através do filme,. Parece,

entretanto, que isto exerce um impacto limitado sobre as ten-

sões interfaciais para filmes de alta porosidade. A transição en-

tre fissuramento e escamação será investigada pela adição de

uma trinca interfacial e observando a evolução do campo de

tensões durante a ciclagem térmica.

4. CONCLUSÃO E EXPECTATIVAS

Provou-se que a porosidade inicial dos filmes exerce uma gran-

de influência no comportamento mecânico dos filmes anó-

dicos pretos. A etapa de coloração resulta em baixas tensões

tracionais residuais e diminui o CTE do filme. A expansão do

filme por hidratação durante a selagem resulta em tensões

compressivas elevadas. Após o aquecimento e a dessorção de

água, o comportamento é o mesmo que de um filme não se-

lado.

Filmes altamente porosos têm um limite de resistência à tração

mais baixo, afetado pela coloração e selagem. Combinado às

tensões à tração induzidos pelas dilatações térmicas diferen-

ciais, isto resulta em fissuramento dos filmes altamente poro-

sos durante a selagem.

O envelhecimento entre -80ºC e +80ºC tem um impacto so-

bre a aderência apenas em amostras com porosidade inicial de

50%. Neste caso, a baixa resistência à tração permite a propa-

gação de trincas durante estes ciclos térmicos.

A simulação numérica demonstrou que a presença de trincas é

menos crítica para a interface em filmes altamente porosos. Se-

rão executadas mais investigações numéricas simulando ciclos

térmicos e inclusão de uma trinca interfacial para entender a

transição entre fissuramento e escamação.

5. REFERÊNCIAS

[1] Y. Goueffon, L. Arurault, C. Mabru, C. Tonon, P. Guigue, J.

Mater. Process. Technol. 209 (11) (2009) 5145.

[2] ESA ECSS-Q-70-03A, Anodização preta de metais com

corantes inorgânicos, 2006. http:// www.ecss.nl.

[3] T. Aerts, Th. Dimogerontakis, I. De Graeve, J. Fransaer, H. Terryn,

Surf. Coat. Technol. 201 (2007) 7310.

[4] S.J. Garcia-Vergara, K. El Khazmi, P. Skeldon, G.E. Thompson,

Corros. Sci. 48 (2006) 2937.

[5] P. Skeldon, G.E. Thompson, G.C. Wood, X. Zhou, H. Habazaki, K.

Shimizu, Corros. Sci. 41 (1999) 291.

[6] G. Yan, J.R. White, Polym. Eng. Sci. 39 (1999) 1866.

[7] R.S. Alwitt, J. Xu, R.C. McClung, J. Electrochem. Soc. 140 (5)

(1993) 1241.

[8] Y. Goueffon, L. Arurault, S. Fontorbes, C. Mabru, C. Tonon, P.

Guigue, Mater. Chem.Phys., em revisão.

[9] J.C. Nelson, R.A. Oriani, Corros. Sci. 34 (1993) 307.

[10] L. Arurault, Trans. Inst. Met. Finish. 86 (1) (2008) 51.

[11] R.S. Alwitt, R.C. McClung, S. Jacobs, AAIA Technical Papers

(A92-31285 12-23) Washington, D.C., 1992, p. 39.

[12] R.S. Alwitt, R.C. McClung, Plating Surf. Finish. (1993) 48.

[13] P. Skeldon, G.E. Thompson, G.C. Wood, X. Zhou, H. Habazaki,

K. Shimizu, Corros. Sci. 41 (1999) 291.

[14] R.C. Mc Clung, R.S. Alwitt, S. Jacobs, AAIA Technical Papers

(A92-31285 12-23) Washington, D.C., 1992, p. 46.

[15] W.H. Duckworth, J. Am. Ceram. Soc. 36 (1953) 68.

[16] F. Knudsen, J. Am. Ceram. Soc. 42 (1959) 376.

[17] A.K. Sharma, H. Bhojraj, V.K. Kaila, H. Narayanamurthy, Met.

Finish. 95 (12) (1997) 14.

[18] S.J. Bull, Tribol. Int. 30 (7) (1997) 491.

Yann Goueffon e Pascale Guigue, Cnes, 18 Avenue Edouard

Belin, 31401 Toulouse Cedex 9, França

Catherine Mabru e Michel Labarrère, Université De Toulouse,

Isae, Département Mécanique Des Structures Et Matériaux,

10 Avenue Edouard Belin Bp54032, 31055 Toulouse Cedex 4,

França

Laurent Arurault, Université De Toulouse, Cirimat-lcmie,

Institut Carnot, Université Paul Sabatier, 118 Route De

Narbonne, 31062 Toulouse Cedex 9, França

Claire Tonon, Eads Astrium Satellites, 31 Avenue Des

Cosmonautes, 31402 Toulouse Cedex 4, França

Correspondência para o autor: Cnes, Dct/aq/mp, 18 Avenue

Edouard Belin, 31401 Toulouse Cedex 9, França.

Tel.: +33 561 339 150; Fax: +33 561 339 095.

[email protected] (Y. Goueffon).

(Nota do editor: Este artigo apareceu originalmente na Surface

& Coatings Technology 204 (2009) 1013–1017 e é reproduzido

aqui sob permissão. © 2009 Elsevier B.V. Todos os direitos

reservados.)


Foi desenvolvido para a liga de magnésio AZ31D um tra-

tamento de superfície anticorrosivo, amigável ambien-

talmente, baseado em um camada de conversão de zir-

cônio. Foi estudado o efeito de concentrações de soluções de

zirconato sobre o desempenho da proteção do substrato de

magnésio. Técnicas de EIS e de voltametria cíclica foram uti-

lizadas para avaliar o comportamento de corrosão em NaCl a

3,5%. A resistência de superfície (Rp) do AZ31D não-revestido,

medida por EIS, foi de cerca de 2,1x103 Ω.cm2. A Rp elevou-se

por um fator de oito vezes para amostras tratadas com solução

diluída de zirconato. Foram determinadas as condições ótimas

para obter revestimentos protetores para AZ31D. O exame de

superfície das amostras foi obtido utilizando SEM-EDS e ima-

gens macroscópicas.

As ligas de magnésio têm propriedades mecânicas marcantes,

tais como a razão de rigidez por peso, facilidade de moldagem e

usinagem e grande capacidade de amortecimento. Todas estas

propriedades mecânicas tornam-as materiais competitivos em

muitas aplicações, especialmente nas indústrias automobilística,

eletrônica e aeroespacial [1-4]. A razão de rigidez por peso é uma

das propriedades mecânicas mais desejáveis nas indústrias aero-

espacial e automobilística com a finalidade de redução de peso

e, portantoc, de economia de combustível e, consequentemen-

te, redução das emissões de dióxido de carbono [5].

Infelizmente, o magnésio tem uma afinidade química elevada

para reagir com o oxigênio atmosférico e água, formando um

filme de hidróxido não-protetor, que não oferece proteção em

ar úmido ou água destilada [6-8]. Além disso, ligas de magné-

sio têm grande suscetibilidade à corrosão em soluções conten-

do cloreto [9]. Isto limita amplamente o uso generalizado de

magnésio em muitas aplicações críticas.

Muitas tentativas têm sido feitas para melhorar a resistência à corrosão das ligas de magnésio, e diferentes revestimentos e tratamentos de superfície foram aplicados para aumentar sua resistência superfícial. Tratamentos de modificação da superfí-cie, tais como deposição química de níquel, eletrodeposição de níquel/polímero [10, 11], anodização [12-14] e revestimentos por conversão química [7, 9, 15-26] são aplicados amplamente para melhorar a resistência à corrosão de ligas de magnésio. Entretanto, os revestimentos de conversão química são o mé-todo mais amplamente aplicado em virtude por aspectos eco-nômicos e pelos resultados prometidos para os revestimentos de proteção resultantes [7, 9, 15-26].

O revestimento de conversão por cromato (CCC) é um dos revestimentos de conversão química mais amplamente utiliza-dos para a proteção contra a corrosão de ligas de magnésio. Sua natureza auto-cicatrizante, a facilidade de aplicação, alta condutividade elétrica e sua elevada relação eficiência/custo, são as razões para o uso amplamente difundido dos CCC. Estas vantagens tornaram-nos um método padrão para a proteção contra a corrosão de diversas ligas de alumínio e magnésio e para aços. Entretanto, o cromato hexavalente é uma das subs-tâncias mais tóxicas devido a seu efeito carcinogênico e ser ambientalmente um resíduo perigoso [7, 9, 15-26].

Neste estudo foi proposta uma nova abordagem de revesti-

mento baseada no tratamento da superfície da liga AZ31D

com soluções diluídas de zirconato. O objetivo deste estudo é

determinar as condições ótimas sob as quais revestimentos ba-

seados em zirconato podem proporcionar uma boa proteção

para substratos de magnésio. O comportamento de corrosão

foi estudado em solução de NaCl a 3,5% por meio de técnicas

EIS e voltametria cíclica. O exame da superfície das amostras

foi efetuado por SEM-EDS e inspeção visual. Os resultados indi-

cam que o tratamento com zirconato é um método promete-

dor para a melhoria da proteção contra corrosão do magnésio.

A melhor proteção foi obtida nas amostras que foram tratadas

diretamente em solução a 20g/L de zirconato.

por Abdel Salam Hamdy e Mahmoud Farahad

Revestimentos protetores para ligas de magnésio isentos de cromo, baseados em zircônia



EXPERIMENTAL

1. Materiais:

Os corpos de prova da liga de magnésio AZ31D, no formato de

60 mm x 30 mm, retirados de placas com três mm de espessura,

foram lixadas com lixas de papel de SiC nº 800, desengraxadas

com acetona, lavadas em água destilada e secadas em ar seco. A

composição nominal (%-peso) era de 3% Al, 1% Zn e o restante

magnésio.

2. Soluções e tratamento de superfície:

As soluções utilizadas neste estudo foram preparadas com sal

de oxicloreto de zircônio (ZrOCL2) com diferentes concentra-

ções da solução de zirconato a 5g/L, 10g/L, 20g/L e 50g/L. Os

substratos de magnésio AZ31D foram tratados diretamente

por simples imersão livre em soluções de zirconato de diferen-

tes concentrações por 15 min.

3. ENSAIOS:

3.1. Espectroscopia de Impedância Eletroquímica (EIS):

A técnica EIS foi utilizada para avaliar o comportamento ele-

troquímico das amostras revestidas em solução de NaCl a 3,5%

aberta ao ar e à temperatura ambiente por até sete dias. Uma

configuração de três eletrodos foi utilizada, com o espectro de

impedância sendo registrado no potencial de corrosão Ecorr.

Um eletrodo de calomelano saturado (SCE) foi utilizado como

eletrodo de referência. Este foi acoplado capacitivamente a um

fio de platina para reduzir o deslocamento de fase em freqüên-

cias elevadas. A EIS foi executada na faixa de frequências entre

0,01 Hz e 65 kHz utilizando um analisador de frequencia de res-

posta (Autolab PGSTAT30, Eco-Chemie, Holanda). A amplitude

do sinal senoidal de voltagem foi de 10 mV.

3.2. Medições de voltametria cíclica

As medições de voltametria cíclica das amostras imersas ante-

riormente por sete dias em solução de NaCl a 3,5% foram feitas

a uma taxa de varredura de 0,07 mV/s, utilizando o PGSTAT30.

O potencial foi registrado a partir de um potencial catódico

(-100 mV) subindo em direção ao potencial anódico até atingir

o potencial de corrosão em pites. Neste potencial observa-se

uma mudança repentina na corrente na direção ativa. Ao atin-

gir o potencial de formação de pites, a amostragem foi forçada

novamente à varrição na direção catódica. A superfície exposta

foi de 4 cm2. Todas as curvas foram normalizadas a 1cm2.

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Figura 1 - Microscopia SEM das amostras antes e após imersão

livre em solução de 3,5 % de NaCl

3.3 Caracterização da superfície:

SEM e EDS foram utilizados para examinar a morfologia da su-

perfície das amostras revestidas antes e depois da imersão em

solução a 3,5% de NaCl. As imagens SEM das amostras imersas

em solução a 3,5% de NaCl por sete dias, lavadas em água

deionizada e depois secas foram obtidas usando um micros-

cópio eletrônico de varredura digital modelo JEOL JSM 5410,

Oxford Instruments, Japão. A análise de micro-sonda foi execu-

tada por espectrometria de dispersão de energia, EDS, modelo

6587, Pentafet Link, grupo de microanálise de Oxford, Reino

Unido. Imagens macroscópicas também foram obtidas para in-

vestigar os tipos de corrosão produzida na superfície dos subs-

tratos após sete dias de imersão em solução a 3.5% de NaCl.

RESULTADOS E DISCUSSÃO

1. Micrografias SEM e inspeção visual

A micrografia SEM das amostras de magnésio só polidas antes

da imersão em solução a 3.5% de NaCl revelou a presença de

alguns defeitos de superfície que estimulam corrosão em pite

em liga de Mg AZ31D (vide Fig. 1). Após o tratamento de zir-

conato, formou-se uma camada de óxido de zircônio relativa-

mente espessa (cerca de 1,5-2,5 μm). Entretanto, um retículo

asssemelhado a revestimentos microfissurados foi observado

em alguns tratamentos (vide Fig. 1b, c e d). Estas fissuras po-

dem ser atribuídas à liberação de hidrogênio da reação química

durante a formação do revestimento ou serem resultantes da

desidratação da camada superficial após o revestimento [17].

Após sete dias de imersão em solução a 3,5% de NaCl, a inspe-

ção visual das amostras só polidas (sem revestimento) exibiu

severa formação de pites assim como corrosão em frestas (vide

Fig. 2a). O número médio de pites na superfície das amostras

só polidas foi de 30 pites/cm2. Após o tratamento de zircona-

to, foi observada uma redução marcante na corrosão em pites

nas amostras revestidas com 5, 10 ou 20 g/L de zirconato, bém

como redução de corrosão em frestas. O número de pites foi

reduzido para menos de 15, 7 e 2 pites/cm2 para as amostras

tratadas, respectivamente, na solução de 5, 10 e 20 g/L (vide

figuras 2b, c, d). Por outro lado, a amostra tratada com solução

de 50g/l exibiu superfície severamente corroída, cheia de pi-

tes com uma camada de zirconato mal-aderida ao substrato.

Isto indica que elevar a concentração de zirconato (> 20g/L)

afeta adversamente a eficiência do revestimento (vide Fig. 2).

A melhor resistência a corrosão localizada foi obtida nas amos-

tras tratadas com solução de 20g/L de zirconato com redução

significativa na corrosão em frestas e em pites (vide Fig. 2d). As

amostras revestidas com 5g/L de zirconato foram excluídas de

outros exames SEMEDS de superfície, devido a sua resistência

limitada à corrosão.

As micrografias SEM mostraram uma camada microfissurada

nas amostras tratadas em 20g/L de zirconato antes da corrosão.

Quando da imersão em solução de NaCl, um filme compacto

de óxido rico em Zr formou-se sobre o substrato, distribuído

uniformemente, reparando a camada fissurada e bloqueando

as áreas de formação de pites (efeito auto-curativo) conforme

mostrado nas Figs. 1c e 2d.

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Figura 2 - Fotografias de imagens macroscópicaaas de amostras de Mg AZ31D tratadas em soluções diferentes de zirconato após

sete dias de imersão livre em solução a 3,5 % de NaCl

A análise por microssonda usando espectrometria dispersiva

de energia, EDS (Tabela I) e (Figs. 3, 4) revelou a presença de

uma quantidade elevada de zircônio nas amostras tratadas em

solução de zirconato a 20g/L. Aparentemente a formação de

uma camada de óxido rica em zircônio tem um papel distin-

to na cura das trincas sobre a superfície do revestimento e no

ESTADO ANTES DA CORROSÃO APÓS A CORROSÃO

RAZÃO ATÔMICA % RAZÃO ATÔMICA %

Amostra/ Mg O Al Zr Cl Zn Mg O Al Zr Cl Zn

Elemento

Só polido 99,3 0,4 0,1 0 0 0,2 59,8 38,1 1,1 0 0,4 0,6

10 g/L 87,5 8,6 1,2 1,8 0,3 0,6 70 19 0 0,2 0,8 0

20 g/L 86,2 9,5 0,5 3,2 0,3 0,3 57,6 17,1 0,5 24 0,3 0,5

50 g/L 71,5 17 2,2 8,2 0,3 0,3 59,5 38,4 0 1,6 0,5 0

Tabela I: Análise de EDS antes e após sete dias de imersão livre em NaCl a 3,5 %


reparo dos pites e, portanto, em melhorar a resistência a cor-rosão localizada em geral. Além disso, a quantidade de cloro detectada nas amostras tratadas na solução a 20g/L de zirco-nato foi praticamente constante antes e depois da corrosão e igual à metade da detectada em outros tratamentos (Tabela I e Figs. 3,4) (a percentagem atômica de Cl é de 0,3% em todas as amostras revestidas com zirconato antes da corrosão. A única fonte de cloro é o sal oxicloreto de zircônio (ZrOCl

2) utilizado

nos revestimentos). É sabido que a presença de cloro indica a ocorrência de corrosão. Em conformidade com isto, nas amos-tras tratadas em solução de zirconato de 20g/L é mais eficiente na redução do número de pites que outros tratamentos graças a sua aptidão auto-curativa e ao “efeito tampão” da camada rica em óxido de zircônio em rejeitar íons de cloro da superfície do substrato de magnésio.

2. Espectroscopia de impedância eletroquímica (EIS):

A expressão da impedância é composta de uma parte real e de

uma imaginária. O gráfico de Nyquist resulta de grafar a parte

real da impedância no eixo x e a parte imaginária no eixo y de

um diagrama. Entretanto, ao observar qualquer ponto deste

gráfico, é impossível constatar a frequência utilizada para re-

gistrar este ponto. Portanto, outros gráficos de impedância,

tais como os gráficos de Bode são importantes para efetuar

uma interpretação correta. Em gráficos de Bode, a impedância

é marcada com a frequência logarítmica no eixo x e tanto o

valor absoluto da impedância |Z|• = Z0 e o deslocamento de

fase no eixo y. Diferentemente do gráfico de Nyquist, o gráfico

de Bode exibe explicitamente informação de frequência (17).

Foi investigada a resistência à corrosão em solução de NaCl a 3,5% de amostras de AZ31D tratadas com soluções de zirconato de diferentes concentrações, abrangendo 0-50g/L. De acordo com os gráficos de Nyquist (vide Fig. 5a) a resistência superficial aumentou com o aumento da concentração da solução de zirconato de 5g/L até 20g/L. As amostras tratadas com a concentração da solução de zirconato de 5g/L exibiram uma resistência superficial de aproximadamente 1,25x103 Ω.cm2, enquanto amostras tratadas com solução de zirconato na concentração de 10g/L apresentaram uma melhora na resistência superficial de aproximadamente 1,4x103 Ω.cm2. A maior resistência superficial foi obtida nas amostras tratadas com solução de zirconato na concentração de 20g/L, cuja resistência superficial medida foi de aproximadamente 1,6x104 Ω.cm2. Entretanto, aumentos subsequentes da concentração (> 20g/L) afetaram adversamente a resistência à corrosão da liga AZ31D, como mostrado nas amostras tratadas em solução de zirconato a 50g/L, onde a resistência superficial decresceu dramaticamente para 1,4x103 Ω.cm2.

Gráficos de Bode (vide Fig. 5b) das amostras só polidas mos-

tram uma redução dramática na impedância na região capaci-

tiva, o que é característico do processo de formação de pites

no magnésio [9, 17]. Além disso, o ângulo de fase Θ tendia para

zero nas frequências baixas, indicando que a resistência da ca-

mada de barreira estava sendo alcançada. Estas mudanças dos

espectros em frequências muito baixas indicaram a ocorrência

da formação de pites e concordavam com a inspeção visual

Figura 3 - Análise EDS das amostras só polidas após corrosão Figura 4 - Análise EDS das amostras tratadas com zirconato a 20 g/L após corrosão


e por SEM. Entretanto, o alto valor da impedância da amostra

tratada com solução de zirconato de 20g/L é uma indicação da

grande resistência à corrosão destas amostras, confirmando os

resultados dos gráficos de Nyquist.

De acordo com os gráficos EIS nas Figuras 5a e b, o tratamento

de magnésio com zirconato melhora a resistência à corrosão

localizada, que é atribuída à formação de um filme protetor

rico em óxido de zircônio na superfície do substrato de mag-

nésio. Isto previne a difusão de oxigênio até a superfície do

metal e, portanto, impede a corrosão mas não a previne, como

foi confirmado pela análise SEM-EDS. A melhora marcante na

resistência à corrosão localizada das amostras tratadas em so-

lução de zirconato de 20g/L pode explicar porque as amostras

tratadas com solução de zirconato de 20g/Ll mostraram resis-

tência à corrosão superior quando comparada com os outros

pré-tratamentos

A base dos resultados de EIS, da inspeção visual e dos resul-

tados de SEM-EDS, o tratamento com solução de zirconato a

20g/L tem um importante papel na inibição dos locais ativos

da superfície bloqueando e reparando microfissuras e pites

(vide Figs. 1c, 2d e 4) e pela rejeição dos íons de cloro da su-

perfície (Tabela I e Figs. 3,4). Além disso, aparentemente um

tal tratamento acentua a formação de um filme rico em óxido

de Zr sobre a superfície do substrato de magnésio, que pode

agir como barreira à difusão de oxigênio à superfície do metal,

impedindo, mas não prevenindo, a corrosão. Como este filme é

relativamente fino (de 1,5 a 2,5 μm ), especialmente no caso de

tratamento com soluções de zirconato de 5 e 10 g/L, a corro-

são geral aumentou graças à difusão dos íons de cloro através

desses filmes.

Geralmente, as formas mais comuns de corrosão em liga de Mg

são corrosão geral e corrosão localizada. Entretanto, a corrosão

localizada (em pites e em frestas) é mais perigosa que a outra.

De acordo com a inspeção visual (vide Fig. 2a), a corrosão

localizada é a forma predominante de corrosão em amostras

quando só polidas. Inversamente, nas amostras tratadas em

solução de zirconato a forma de corrosão predominante

é a corrosão generalizada (vide Figs. 2b, c e d). A resistência

superficial é a somatória das resistências à formação de pites e

à corrosão generalizada. Isto pode explicar porque o valor da

resistência superficial é maior no caso das amostras quando só

polidas, apesar de ter havido uma corrosão localizada severa

e de ela ter sido baixa no caso das amostras tratadas com

soluções de zirconato a 5 e 10g/L, apesar da diminuição da

área de formação de pites.

3. Voltametria cíclica:

A voltametria cíclica foi utilizada para avaliar a resistência à cor-

rosão em pites das amostras de magnésio tratadas com zirco-

nato, após imersão em solução de NaCl a 3,5%. Nesta técnica,

o potencial foi registrado a partir de um potencial catódico de

cerca -100 mV V/SCE, que pôde ir variando em direção ao po-

tencial anódico até atingir o potencial de formação de pites.

Figura 5a - Gráficos de Nyquist das amostras tratadas diretamente após imersão de sete dias em solução de NaCl a

3,5 %.

Figura 5b - Gráficos de Bode das amostras tratadas diretamente após imersão de sete dias em solução de NaCl a 3,5 %.

Figura 6 - Curvas de voltametria cíclica após imersão de sete dias em solução de NaCl a 3,5 %.


Neste potencial observa-se uma mudança repentina na cor-

rente na direção ativa. No potencial de formação de pites, a

amostragem foi forçada a retornar na direção catódica. Os re-

vestimentos ou materiais maior resistência a corrosão em pites

são aqueles que não apresentam uma alça. As amostras com

menor resistência a corrosão em pites exibem uma intersecção

da curva de retorno com a curva inicial, no ramo catódico ou no

anódico. Se a intersecção ocorre no ramo anódico, o potencial

no ponto de interseção é denominado de potencial de Prote-

ção, Eproteção. A diferença entre o Eproteção e o Ecorr representa o

território da passividade perfeita. Neste território, os materiais

estão completamente a salvo da corrosão em pites. A área sob

o loop representa a probabilidade de ocorrer corrosão em

pite. Quanto menor a área sob a alça, menor a probabilidade

da ocorrência de corrosão em pites. Se a intersecção ocorre no

ramo catódico, a amostra não é capaz de resistir à corrosão em

pites. Além disso, neste caso, a corrosão em pites pode ocor-

rer até mesmo sob um potencial de corrosão livre. Portanto

a amostra neste caso não possui uma região de passividade

perfeita [7, 9, 17].

Os resultados da voltametria cíclica das amostras tratadas com

zirconato (vide Fig. 6) confirmam os resultados anteriores de

SEM-EDS, inspeção visual, exame macroscópico e medições

de EIS. As amostras tratadas com solução de zirconato a 20g/L

mostram a menor área de alça, o que significa que este trata-

mento oferece a melhor resistência à corrosão em pites. Por

outro lado, amostras tratadas com solução a 5 e 10g/L também

apresentaram uma resistência aceitável à corrosão localizada

em comparação a amostras só polidas, mas ainda assim menor

do que a obtida com a solução a 20g/L de zirconato. Isto pode

ser explicado pelo fato da resistência superficial obtida nos da-

dos EIS ser a somatória das resistência à corrosão geral e em

pites e confirma o porquê de as amostras tratadas com solução

de zirconato a 20g/l exibirem uma resistência notável à corro-

são em comparação a outras condições de pré-tratamento.

CONCLUSÃO

1. A presença de óxido de zircônio na superfície do substrato de

magnésio melhora a resistência à corrosão localizada.

2. Baseado em exame de superfície, EIS e medições de

polarização, as amostras tratadas com solução de zirconato

na concentração de 20g/L apresentaram a melhor resistência

à corrosão após sete dias em solução de NaCl.

3. O tratamento com solução de zirconato a 20g/L desempenha

um papel importante na inibição de locais ativos na superfície

bloqueando e reparando os pites e rejeitando os íons de

cloreto da superfície (ação tampão).

4. Por outro lado, é necessário levar em consideração que

estes revestimentos de zirconato seriam apenas um pré-

tratamento na tentativa de disponibilizar uma funcionalidade

autocicatrizante e que uma camada final de cobertura será

crucial para obter uma proteção adequada contra a corrosão.

Ensaios de corrosão em amostras totalmente revestidas

serão o tópico de um estudo futuro considerando também a

aderência de tinta. Baseado na grande melhora na resistência

à corrosão localizada da liga de magnésio após tratamento

com zirconato, estes revestimentos podem ser uma alternativa

promissora de pré-tratamento para ligas de magnésio antes

da pintura.

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de Engenharia Química e Materiais Avançados-Fórum Virtual

CEAM-VF, organizado pela Editora J. International Review of

Chemical Engineering & Praise Worthy Prize, Nov. 23- Dec. 8,

2009, Nápoles, Itália.

AUTORES

Abdel Salam Hamdy, Instituto Max Planck de Colóides e

Interfaces

Am Mühlenberg 1, 14476 Potsdam, Alemanha

Fone (+49) 331 567 - 0448, Fax (+49) 331 567 - 9202

Abdel Salam Handy pode ser alcançado via e-mail em

[email protected]

Mahmoud Farahad, Departamento de Tecnologia de Superfícies

e Corrosão

Instituto Central de Pesquisa e Desenvolvimento Metalúrgico

(CMRDI)

P.O Box: 87, Helwan, 11421, Caito, Egito


Sistemas de proteção contra corrosão para aeronaves mi-

litares geralmente consistem de um pré-tratamento me-

tálico, tal como uma camada de conversão, seguido por

um primer a base de epóxi e de uma camada de cobertura em

poliuretano. Apesar de muito eficientes na prevenção de cor-

rosão do substrato metálico subjacente, estes sistemas contêm

compostos orgânicos voláteis (VOCs), poluentes atmosféricos

perigosos (HAPs) e substâncias relacionadas no Inventário de

Emissões Tóxicas (TRI). Os inibidores de corrosão de cromato

usados no primer de epóxi e a camada de conversão são tó-

xicos e carcinógenos e, portanto, apresentam riscos de saúde

aos trabalhadores responsáveis pelo tratamento de superfície

de bens militares. Além disso, o primer de epóxi é formulado

com 340 gramas de VOCs por litro, enquanto revestimentos de

poliuretano são normalmente produzidos com 420 gramas de

VOCs por litro, além de serem reticulados com isocianatos pe-

rigosos que constam no TRI. O uso de compostos tóxicos afeta

não apenas o meio ambiente, mas também a disponibilidade

da mão de obra, já que demora horas para a cura dos revesti-

mentos.

Este manuscrito descreve o desenvolvimento e a avaliação de

um sistema alternativo de revestimento contra corrosão con-

tendo compostos inibidores de corrosão inorgânicos e sem

VOCs, HAPs ou componentes do TRI. Este sistema é baseado

em polímeros curáveis por ultravioleta (UV) em questão de se-

gundos. O sistema de revestimento proposto substituiria tanto

o primer contendo cromatos quanto a camada de cobertura

de poliuretano por um revestimento inibidor de corrosão de

uma camada única multifuncional curável por UV (MUV) que

age tanto como fonte para compostos inibidores de corrosão

como agente anti-intemperismo (Fig 1). Esta abordagem eli-

minaria os VOCs do sistema anticorrosivo atual e mais de 90%

em peso de cromo hexavalente nos sistemas de revestimento

existentes.

Revestimentos anticorrosivos de VOC zero podem ser formula-

dos utilizando como substitutos solventes isentos de VOC que

não sejam fotoquimicamente reativos. Solventes isentos de

VOC e não-HAP, tais como a acetona, podem ser utilizados nas

formulações de revestimentos. Em alguns casos, o uso destes

solventes aumenta a inflamabilidade do revestimento e pode

ter um impacto negativo na aparência e nos parâmetros de

aplicação. Revestimentos anti-corrosivos mais desejáveis a base

de água, com zero VOC, tem sido introduzidos recentemente

no mercado, mas não se sabe se estes revestimentos satisfarão

todos os rigorosos requisitos de desempenho das especifica-

ções militares, o que requer uma abordagem diferente.

TECNOLOGIA DE REVESTIMENTOS UV

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Figura 1 - Sistemas de revestimentos anticorrosivo existentes (esquerda) e proposto (direita)

Revestimentos curáveis com luz ultravioleta são uma classe de

revestimentos que podem ser formulados isentos de solven-

tes e, portanto, zero de VOCs. A cura por UV é um processo

fotoquímico pelo qual um revestimento líquido é convertido

completamente em um polímero sólido reticulado através de

por Matthew J. O’keefe e William G. Fahrenholtz

Revestimentos multifuncionais contra corrosão curáveis por UV (MUV) para aplicações aeroespaciais


exposição à radiação UV sem necessidade de agentes de reti-

culaçãos de isocianato. Benefícios da tecnologia UV incluem

revestimentos com zero de VOC, isentos de HAPs, que curam

completamente em segundos (comparado às horas de pri-

mers e camadas de cobertura convencionais), resultando em

melhor rendimento operacional e economia de mão de obra.

A cura ultravioleta é uma das técnicas de cura por radiação usa-

da em revestimentos, tintas, adesivos e selantes. Revestimen-

tos curáveis por UV podem ser formulados para serem 100%

de sólidos e podem ser polimerizados instantaneamente e reti-

culados para resultar em películas funcionais e decorativas. Os

incentivos originais para a comercialização de tecnologia curá-

vel por UV foram economia de energia e isenção de solventes.

Os revestimentos curáveis por UV dividem-se em duas classes,

dependendo da natureza dos fotoiniciadores e da composição

da resina: radicais livres (preponderantemente acrilato) e catiô-

nicos (epóxi). Neste estudo foram utilizados sistemas baseados

em acrilato.

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Figura 2 - Componentes de um revestimento multifuncional UV (MUV)

Melhorias na interação entre revestimento e substrato são uma

área crítica no desempenho da aplicação prática de revesti-

mentos curados por UV. Graças à adsorção durante a passagem

pela camada do revestimento, a interface substrato/revesti-

mento recebe a menor dose de radiação UV e a interação entre

o substrato e o revestimento pode inibir a cura nesta região.

A seleção dos pigmentos também tem um papel importante

nas características gerais da cura de sistemas pigmentados. De

maneira geral, quanto maior a partícula do pigmento, menor a

área superfícial e, portanto, melhor a cura. Além de pigmentos,

revestimentos curados por UV para aplicação exterior normal-

mente requerem o uso de estabilizadores à luz para prevenir

a degradação do sistema de resina devida aos efeitos danosos

da radiação UV solar. Os dois estabilizadores de luz mais usados

são os absorvedores de ultravioleta (UVAs) e os estabilizantes

à luz de amina impedida (HALS). Os HALS, na maioria dos ca-

sos, têm pouco ou nenhum impacto nas propriedades de cura

dos fotopolímeros. Os UVAs, entretanto, podem competir com

os fotoiniciadores quanto à luz disponível e, portanto, têm im-

pacto sobre a velocidade de cura da maioria das formulações.

Como mostra na Figura 2, todos estes componentes devem ser

considerados durante a formulação.

MÉTODOS DE AVALIAÇÃO E PREPARAÇÃO DE PAINÉIS

Chapas das ligas de alumínio 2024-T3 e 2024-T0, com espes-

sura de 0,032” (0,81 mm), foram cortadas em painéis de 3” x 6”

e então limpas com álcali, desoxidadas e revestidas com uma

camada de conversão de cromato (CrCC) comercial conforme

a especificação MIL-C-5541/PS12209. Após aplicação da cama-

da de conversão, os substratos foram recobertos ou com um

primer comercial cromatado em base epóxi, com aprovação

militar, e uma camada de acabamento de poliuretano (contro-

le de cromato) ou com uma única camada de MUV. Os painéis

de controle de cromato foram revestidos por aspersão e então

curados ao ar por duas semanas antes da avaliação. A formula-

ção MUV foi uma mistura comercial de monômeros, oligôme-

ros, aditivos e foto-iniciadores contendo um inibidor de corro-

são da Wayne Pigments (Hybricor 204). Os revestimentos MUV

foram aplicados por aspersão para os resultados apresentados

aqui, mas podem também ser aplicados por rolo, régua ou pin-

cel. A formulação MUV foi aquecida a 40,5ºC antes da aplicação

por aspersão para manter características de fluxo estáveis. Os

painéis foram montados horizontalmente e o MUV foi aplicado

por aspersão usando um padrão de sobreposição até atingir a

espessura final de ~0,002” (2 mils – 25 μm). A cura foi feita a se-

guir usando lâmpadas ultravioletas V e H da Fusion, Inc com 10”

de comprimento e 600W/polegada. Os painéis foram movidos

sob as lâmpadas a uma velocidade de transportador de 1”/s. e

a uma distância de 2,5” das lâmpadas. Este arranjo resulta em

uma exposição inicial dos painéis a uma lâmpada V por cerca

de meio segundo e então a uma lâmpada H por mais meio se-

gundo, o que curou os revestimentos por completo. Os painéis

foram avaliados em uma série de ensaios que incluíram névoa

salina neutra conforme ASTM B117, aderência de fita úmida

riscada, resistência à corrosão filiforme, flexibilidade a baixa

temperatura (-50ºC) e resistência a impacto reverso. Três pai-

néis preparados em réplica foram ensaiados simultaneamente

para obtenção de amostras comparáveis para cada condição

experimental.


ENSAIOS DE CORROSÃO

Painéis riscados de MUV e de controle com primer de cromato

e camada de acabamento foram colocados em uma cabine de

névoa salina de acordo com a ASTM B117. Os painéis foram ava-

liados a cada 500 horas até atingir uma exposição total de 2000

horas. A Figura 3a mostra uma imagem óptica de um painel de

controle de cromato após 2000 horas de exposição conforme

ASTM B117 no qual nenhum produto visível de corrosão (i.e.:

salga) se apresenta, apesar do risco ter escurecido um pouco.

Após a remoção química dos revestimentos com uma solução

desplacante orgânica (Figura 3b) pode-se ver que o substrato

subjacente de Al 2024-T3 não sofreu corrosão apreciável no ris-

cado nem sob o revestimento. A Figura 4 apresenta resultados

similares para um painel revestido com MUV em que muito

pouca ou nenhuma corrosão foi encontrada no riscado ou sob

o MUV após 2000 horas de exposição à névoa salina. Estes re-

sultados são representativos de múltiplas séries de ensaios nos

quais os painéis de Al 2024-T3 revestidos com o MUV tiveram

desempenho tão bom, se não melhor ao de painéis com pri-

mer de cromato e camada de acabamento durante a avaliação

em névoa salina. Deve-se notar que o ensaio conforme a ASTM

B117 de primers de cromato é frequentemente efetuado sem

a aplicação de uma camada de cobertura e que esta frequen-

temente diminui o desempenho em névoa salina.

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Figura 3 - Imagens ópticas de painéis de controle de cromato após 2000

horas de ensaio em névoa salina B117: a) com aplicação de revestimentos de

anticorrosivos e b) substrato metálico nu após remoção química do revestimento

Figura 4 - Imagens ópticas de painéis MUV após 2000 horas em ensaio em névoa

salina B117: a) com revestimentos MUV e b) substrato metálico nu após remoção

química do MUV

Figura 5 - Imagens ópticas de amostras após 1000 horas de ensaio de corrosão

filiforme: a) controle de cromato e b) painel MUV

Figura 7 - Imagens ópticas de painéis de Al 2024-T0 revestidos após ensaios de flexibilidade a baixa temperatura: a) controle

de cromato e b) painel MUV

Figura 6 - Imagens ópticas de amostras após ensaio de aderência de fita úmida: a) controle de cromato e b) painel MUV


O ensaio de corrosão filiforme foi executado a fim de determi-

nar se a penetração de umidade sob os revestimentos orgâni-

cos levaria à corrosão do substrato metálico. Após riscar um X

no metal e cobrir as bordas com fita, painéis foram colocados

por uma hora num dessecador com HCl 12N. Em seguida, os

painéis foram colocados em uma câmara com umidade relati-

va de 80% a 40,6oC por 1000 horas e então avaliados segundo

a ASTM D2803. A corrosão máxima permitida a partir do risco é

0,25”, com a maioria de filamentos de corrosão com menos de

0,125” de comprimento. Retratados na Figura 5 estão os resul-

tados do ensaio filiforme que demonstram que o controle de

cromato (Figura 5a) e o painel MUV (Figura 5b) passaram bem

no ensaio, uma vez que a corrosão filiforme no painel MUV fi-

cou dentro da especificação. Os resultados foram repetidos em

três ocasiões distintas.

ADERÊNCIA

Um dos principais critérios para um revestimento aeroespacial

bem sucedido é aderência à estrutura da aeronave durante

exposição a condições úmidas (chuva) e frias (grandes altitu-

des). Ensaios de aderência com fita úmida foram efetuados

nos painéis segundo o Método A da ASTM D3359-97, que fo-

ram riscadosdos com um X diagonal além de duas linhas pa-

ralelas, seguidas pela aplicação por rolo de fita adesiva pesada.

Em seguida a fita foi removida puxando-a a um ângulo de 45º

da superfície do substrato. As notas para este ensaio vão de

5A (nenhum destacamento ou remoção) a 0A (remoção para

além da área do X). A Figura 6 mostra imagens de um controle

de cromato (Figura 6a) e de um painel de MUV (Figura 6b), em

que ambosos painéis foram classificados como 5A. Usualmen-

te, as notas para ambos os tipos de painéis foram 5A ou 4A

(destacamento de traços ou remoção ao longo das incisões)

com percentagem total de remoção de revestimento de me-

nos de 5%.

Os ensaios de flexibilidade a baixas temperaturas dos revesti-

mentos de corrosão foram feitos usando substratos de Al 2024-

T0 (recozido), pois os substratos recozidos podem ser direta-

mente dobrados ao redor de um mandril. Os painéis de ensaio

foram colocados planos em um recipiente refrigerado a -51ºC

(-60°F) por 5 horas e então dobrados sobre um mandril de 0,5”

que também fora condicionado à mesma temperatura. Exames

das trincas, especialmente no raio da curvatura màximo, foram

feitos a olho nu. Na Figura 7 são apresentadas três fotos dos

controle de cromato (Fig 7a) e dos painéis MUV (Fig 7b), após

o ensaio. Todos os controles de cromato passaram no ensaio e

dois dos três painéis MUV também passaram. Foram observa-

das fissuras no MUV em um dos painéis (extrema esquerda) em

um caso, mas quando da repetição do experimento nenhuma

dois painéis revestidos de MUV apresentou fissuras.

Foram também efetuados ensaios de flexibilidade sob impacto

reverso à temperatura ambiente em substratos de Al 2024-T0

conforme a ASTM D2794, nos quais um mandril arredondado

atinge o verso (lado não-revestido) do painel. Isto é feito de

modo a produzir alongamentos de 1% a 40%. Após o impacto,

os painéis foram examinados sob ocular de 10X para determi-

nar o alongamento mínimo no sob o qual foram observadas

fissuras. Os resultados deste ensaio indicaram que os controles

de cromato podiam, de modo geral, suportar alongamentos

de 20% antes de apresentar fissuras visíveis, enquanto o reves-

timento de MUV pôde alcançar alongamentos de 10%.

Foram também concluídas avaliações experimentais adicionais

não apresentadas aqui. Exposições do revestimento MUV a

ambientes de SO2 durante 500 horas apresentaram resultados

favoráveis. Foram desenvolvidas formulações, dentro das espe-

cificações, com valores de brilho altos e baixos. Foram também

efetuadas avaliações de revestimentos de MUV sobre camadas

de conversão não-cromatadas, que apresentaram compatibi-

lidade com tais acabamentos de superfície. Os resultados dos

ensaios discutidos neste artigo estão resumidos na Tabela I e

demonstram que revestimentos curáveis por UV contendo ini-

bidores de corrosão inorgânicos são capazes de satisfazer as

especificações aeroespaciais.

Tabela 1 - Sumário dos resultados de ensaio

MUV CONTROLE

DE CROMATO

2000 horas de névoa salina Passou Passou

1000 horas de corrosão filiforme por Passou Passou

Aderência de fita úmida Passou Passou

Flexibilidade à temperatura ambiente 10% 20%

Flexibilidade a baixa temperatura Passou Passou

PERSPECTIVA

Como as regulamentações ambientais, de saúde e seguran-

ça estão ficando mais rigorosas na indústria de tratamento

de superfícies metálicas, é necessário o desenvolvimentos de

abordagens alternativas para os métodos e processos atuais. A

tecnologia UV é reconhecida pelo EPA como uma das tecnolo-

gia de menor taxa de emissão alcançável e qualifica-se como

“super-limpa” na definição do Distrito de Gestão de Qualidade

do Ar do Litoral Sul da Califórnia. A eliminação do cromo hexa-

valente já está ocorrendo através de toda a indústria aeroespa-

cial, com o objetivo final de um sistema de revestimento anti-

corrosivo completamente isento de cromato. Com a utilização


de compostos inibidores de corrosão isentos de cromatos e

materiais com VOC zero, revestimentos multifuncionais curá-

veis por UV têm o potencial de satisfazer todos os requisitos de

desempenho, bem como os ambientais, de saúde e segurança

para sistemas de revestimentos anticorrosivos para a indústria

aeroespacial.

SOBRE OS AUTORES

Dr. Matt O’Keefe é professor de Engenharia Metalúrgica e

Diretor do Centro de Pesquisa de Materiais da Missouri S&T

em Rolla, Mo. Seu grupo de pesquisa trabalha na deposição e

caracterização de filmes delgados e de revestimentos para aplicações

de corrosão, microeletrônica, desgaste e eletroquímica.

Dr. Bill Fahrenholtz é professor de Engenharia Cerâmica na

Missouri S&T. Suas principais áreas de pesquisa são cerâmicas

de altíssima temperatura e revestimentos baseados em terras raras

para proteção contra corrosão de ligas de alumínio.

Dr. Ben S. Curatolo é um cientista de polímeros e presidente

da Light Curable Coatings em Berea, Ohio. O foco de seu

trabalho é o desenvolvimento de tecnologias ecológicas em tintas

e revestimentos.

AGRADECIMENTOS

Os autores gostariam de agradecer o apoio e orientação de

Bruce Sartwell do Programa de Pesquisa e Desenvolvimento

Ambiental Estratégico (SERDP), sob o Projeto SERDP WP-1519,

Contrato W912HQ-06-C-0030. Os autores também agradecem o

apoio de John DeAntoni na Boeing Pesquisa e Desenvolvimento

por fornecer revestimentos de conversão e efetuarensaios.

Finalmente, agradecem a Dr. John Sinko da Wayne Pigments

por suprir o inibidor de corrosão Hybricor 204.

Os produtos Miccro são designados para uso em uma grande quantidade de aplicações de galvanoplastia. Tais aplicações incluem

anodização, níquel, níquel químico, cromo brilhante, cromo duro, gravação química, ouro, prata, zinco e a maioria dos ciclos ácidos

e alcalinos. A Divisão Tolber supre uma linha bem estabelecida de plastisóis, revestimentos de gancheiras, fi tas de vinil e ceras

para servir a maioria dos requisitos de galvanoplastia. A Divisão Tolber também fornece removedores e redutores para cada um

dos seus produtos de mascaramento. Na busca contínua da perfeição, faça da Divisão Tolber o último mascaramento do dia.

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No âmbito deste documento, usarei a sigla TMC para

me referir a revestimentos de conversão em metais de

transição e outros não-fosfatos (ou uma combinação

de conversões orgânicas e inorgânicas), além de pacotes de

conversão puramente orgânicos. O propósito principal deste

artigo é fazer uma cobertura geral - e explicar em termos fáceis

de compreender - os componentes e conhecimentos princi-

pais que o aplicador deve possuir para investigar a fundo este

novo e cada vez mais adotado desenvolvimento na área de

pré-tratamento.

Os TMCs não aconteceram de repente nem por mágica. É mi-

nha opinião que este desenvolvimento é uma expansão e con-

tinuação na busca pela eliminação do cromo em acabamentos

e obter desempenho da pintura e do revestimento a pó em

um mundo de maior consciência ambiental.

Compreender a origem e desenvolvimento dos TMCs nas últi-

mas décadas vai aumentar sua capacidade de compreender e

aplicar este avanço.

Nos anos 80 o cromo hexavalente - o banho selante padrão

tendo sido a substância química mais importante em acaba-

mento depois da limpeza e desengraxamento - passou a ser

visto como realmente é, um monstro cancerígeno e um de-

sastre ambiental. Isto incentivou pesquisas agressivas da parte

dos produtores de químicos para pré-tratamento em busca de

alternativas ao Cr(VI).

Os banhos selantes livres de cromo originais eram um desastre

completo. Muitos não ofereciam nenhum efeito prático, custa-

vam muito caro e no final faziam pouco além de aumentar o

TDS (total de sólidos dissolvidos) e levar o pH à faixa que mui-

tos consideravam ideal, entre 5,5 e 6,5.

Estes primeiros banhos selantes eram conhecidos como ba-

nhos selantes não-reativos - significando que eles não reagiam

quimicamente com o metal ou com o revestimento de conver-

são. Isto dava a entender do que se constituía um enxágue efe-

tivo: se era para aplicarmos algo que não oferecesse nenhum

valor, que pelo menos ele não diminuísse o desempenho do

revestimento.

Este fracasso levou a um entendimento pungente da neces-

sidade de uma fonte de água de alta qualidade, como água

deionizada ou DI. A frase “uma peça fica mais limpa na lavagem

final” soava alto e claro para aqueles que entendiam do negó-

cio de pré-tratamento. Em muitos casos via-se que na lavagem

com água DI aumentava a resistência a névoa salina em com-

paração aos selantes livres de cromo mais comuns. O uso de

água DI expandiu rapidamente e efetivamente avançou a tec-

nologia do tratamento mecânico de água por osmose inversa,

ou RO. Ao mesmo tempo em que as membranas de RO tinham

melhoras drásticas de qualidade e custo, ocorriam avanços quí-

micos nos banhos selantes finais. O raciocínio que se desenvol-

veu era de que associar água de alta qualidade com algum tipo

de “reatividade” metálica seria a chave para desenvolvimentos

futuros, especialmente em formulações que fossem realmente

reativas ao metal. A maioria destes banhos era “protegida por

patentes” ou caia no âmbito das soluções “proprietárias” e não

avançavam na resistência à corrosão. Mas o que eles realmente

não faziam era substituir a beleza do cromo comparado com

uma enorme gama de substâncias de revestimento. Neste pe-

ríodo os revestimentos de conversão - especialmente os fos-

fatos de ferro - sofreram grandes avanços. Em muitos casos a

fosfatização de ferro substituiu os sistemas de zinco que eram

padrão em aplicações automotivas e de eletrodomésticos. Os

revestimentos por pó auxiliaram muito neste renascimento,

transferindo as expectativas quanto à corrosão dos pré-trata-

mentos para os revestimentos - algo que funcionava bem nes-

tes polímeros reticulados cozidos.

por Brad B. Gruss

História e desenvolvimento dos TMC e conversões de nova tecnologia: uma visão pessoal



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Figura 1 - Camada de fosfato

Os fosfatos de ferro acelerados por molibdênio comuns foram

substituídos por novas versões de materiais acelerados por

clorato, assim como por aceleradores superativados de baixa

temperatura. Estes avanços compensaram a falta de verdadei-

ros materiais de enxágue selante livres de cromo e tocaram a

bola do desempenho para frente. Algumas poucas empresas

de pré-tratamento químico com motivação de mercado e in-

vestimentos de pesquisa à altura surgiram. A Henkel seguiu a

direção dos metais solúveis; a Bulk Chemical investiu pesada-

mente em conversões contendo copolímero de metal orgâni-

co e a Chemetal optou pela pesquisa e desenvolvimento de

silano orgânico. A Coral desenvolveu variações de metal so-

lúvel não-competidores e logo muitos dos fornecedores de

pré-tratamento mais conhecidos estavam adaptando e tes-

tando variações de algum destes métodos. As melhorias ori-

ginais com materiais copolímeros foram feitas principalmente

sobre alumínio, mas não demorou muito para os primeiros

revestimentos de conversão complexos de metal fluorozircô-

nicos chegarem ao mercado para substratos ferrosos no final

dos anos noventa. Estes primeiros materiais não eram livres

de problemas. A limpeza voltou à linha de frente com o uso

destes novos revestimentos de conversão. Na verdade, para a

implementação destes novos materiais nano-cerâmicos ou de

ligação cerâmica orgânica, é necessária uma limpeza superior.

A segunda área de surgimento de problemas potenciais foi nos

enxágues, especificamente enxágues contaminados, seja com

excesso de dureza mineral ou com sais alcalinos removidos no

estágio de limpeza. Acreditava-se que outros metais, tais como

ferro dissolvido, fossem prejudiciais à deposição do complexo

metálico dissolvido. Como em todos novos desenvolvimentos

e descobertas, algumas afirmações provaram-se exageradas.

As duas maiores falsas afirmações que eu ouvi e testemunhei

inicialmente centravam-se em “desempenho em névoa salina”

e “facilidade de processo”.

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Figura 2 - Conversão TMC

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Figura 3 - Ensaio de painéis

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Figura 4 - Aplicação de pó

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Figura 5 - Ensaio de painel: zircônio inorgânico

“A maioria dos painéis apresentou bom desempenho”

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Figura 6 - Diversos tratamentos: silano orgânico

“A maioria dos painéis apresentou bom desempenho”

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Figura 7 - Diversos tratamentos com poliéster uretânico.

Fileiras verticais: O= orgânico I = inorgânico

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Figure 8 - Diversos tratamentos com .poliéster TGIC

Fileiras verticais: O= orgânico I = inorgânico

Desempenho em névoa salina. Acredito que as falsidades

originais centravam-se nas afirmações de que estes novos

materiais nano-cerâmicos ou orgânicos representavam uma

melhora no pré-tratamento de todos os revestimentos e

seus químicos. Esta afirmação provou-se falsa em 2006 (ver

Figura 3) quando a Pretreatment & Process Consulting fez 600

exaustivos painéis de teste em um artigo para a Powder Coating

Magazine(1) Os testes e análises dos painéis demonstraram

claramente que muitas das ofertas funcionavam efetivamente

em revestimentos de epóxi e poliéster condicionado, mas

falhavam miseravelmente com a maioria dos revestimentos do

tipo TGIC (triglicidil isocianurato). Este artigo revelou mais uma

vez que não existe uma panacéia nesta indústria, e sim que

conversões especializadas não funcionam em todos os tipos

de revestimento. Também aprendemos que a idéia original de

que os inorgânicos estavam muito acima dos orgânicos em

todos os quesitos também não era verdade. Do contrário, em

casos limitados, alguns dos orgânicos tinham desempenho

igual, se não melhor, que as opções inorgânicas.

Facilidade do processo. Afirmações originais insistiam que

tudo que era preciso era abandonar seu tanque de fosfato,

transformá-lo em um enxágue e colocar o TMC no último está-

gio sem aquecimento e pronto, você teria feito tudo certo! Esta

idéia provou-se errada, pelo menos do meu ponto de vista.

Testes e auditorias dos processos existentes - combinadas com

investigações e suporte a clientes em rever metodicamente

seus sistemas existentes na esperança de trocá-los por mate-

riais TMC - provaram para este autor/consultor que a verda-

de é exatamente o contrário. Outras afirmações ouvidas, mas

nunca testemunhadas, foram de que estes novos materiais

podiam ser simplesmente introduzidos nos processos de três

estágios de limpeza por fosfato. Eu ainda nunca testemunhei

algo assim, seja funcionando ou não. A premissa é de que você

pode trocar por um produto de limpeza neutro, ou por um de-

sengraxante alcalino mantendo o enxágue, e então adicionar

o TMC no estágio final. Meu palpite é de que o enxágue fica

sobrecarregado e acidentes de limpeza tornam-se a norma,

não a exceção. Se funcionar, os banhos serão inconsistentes e

durarão pouco - o que não é um bom jeito de melhorar seus

processos e resultados

VANTAGENS PRINCIPAIS DAS CONVERSÕES TMC

Existem normalmente pontos positivos e negativos em qual-

quer troca de processo. Saber de antemão quais são estes pon-

tos é o que diferencia uma escolha boa de uma ruim. Não se


engane, sou totalmente a favor dos TMC e os avanços que vem

com eles. Na verdade, durante uma apresentação para a equi-

pe de vendas de um grande fabricante de revestimento em pó

em 2006 eu fiz a seguinte afirmação: “conversões TMC ou DIP

serão o avanço mais importante no pré-tratamento desde o

advento dos desengraxantes de baixa temperatura na meta-

de dos anos 70.” Eu realmente acredito que isto seja verdade.

Existem inúmeras vantagens e possibilidades de não apenas

melhorar o desempenho como ao mesmo tempo diminuir os

custos operacionais. As melhoras óbvias ou mais notáveis são

as seguintes:

1. A redução ou eliminação do fósforo no processo. A

maioria conhece os efeitos negativos do fósforo em lagos,

rios e no ecossistema. Apesar da carga industrial de P04

ser minúscula em comparação com as cargas residenciais e

da agricultura, ainda assim cabe a todos nós tentar reduzi-

la quando possível. As duas fontes no pré-tratamento são

a fosfatização e a limpeza alcalina, onde sais de fosfato são

críticos. Obviamente podemos substituir os limpadores

fosfatados alcalinos por outras formulações que limpam tão

bem quanto. Mas até o desenvolvimento das conversões

TMC, a eliminação e a praticidade efetivas não estavam

disponíveis em grande escala. Melhoras adicionais no despejo

em mananciais podem ser feitas simplesmente na redução,

tratamento, manipulação e descarte correto da sujeira

rica em fosfato. E mais economia de custo pode ser obtida

reduzindo os custos de manutenção associados à sujeira e

partículas entupindo reservatórios e bicos e na redução da

energia causada pelo isolamento de tubos de aquecimento,

chapas e componentes estruturais.

2. Redução de Energia. A eliminação dos banhos fosfatizantes

aquecidos - especialmente nas faixas entre 50°e 60°C em

lavadoras de aspersão aquecido - pode resultar em economia

drástica de custos. Acredita-se que a economia pode ser na

faixa de vários milhares de dólares anualmente, valor fácil

de calcular. Uma advertência: a pré-limpeza ou a limpeza

alcalina não são os melhores estágios para reduzir custos

energéticos. Recentemente, ao auditar a lavadora de aço inox

de oito estágios de uma grande fabricante de componentes

elétricos, quatro casos de limpeza insuficiente de diversas

peças foram encontrados. O cliente tinha grande orgulho

de estar operando a apenas 49°C no desengraxante e 57°C

no estágio de fosfato de zinco. O objetivo da auditoria era

auxiliar o cliente em testar uma adaptação para revestimento

de conversão TMC. Como consultor, eu acho muito estranho

que em muitos casos de limpeza insuficiente o fornecedor

da solução não sabe nem reportou o problema e o aplicador

também não faz idéia do acontecido. Qual é o objetivo? Não

pode haver lapsos na limpeza se você pretende seguir em

direção a conversões TMC. Redução de energia no banho

de limpeza alcalina deveria ser considerada uma área

não-negociável. Reduções energéticas não diretamente

associadas, mas certamente atingíveis para a maioria dos

aplicadores estão no estágio de secagem. A grande maioria

dos revestidores desperdiça energia operando secagens

acima de 170°C e em alguns casos chegando a mais de

230°C. A faca de dois gumes dos TMC orgânicos é que muitos

têm um limite de temperatura do metal entre 150° e 170°C.

Reduza a temperatura, aumente o fluxo de ar e economize

dinheiro e energia!

3. Aumento do desempenho do revestimento. Apesar de já

ter sido exposto como uma das expectativas excessivas mais

comuns é possível obter uma melhora da névoa salina se feita

corretamente. Deve começar com um teste de desempenho

básico. Como está sua conformidade com a ASTM B-117 no

processo atual? Saiba isso de antemão. Então faça alguns

testes com aço de produção ou substrato em laboratório.

Se estes testes mostrarem alguma promessa, repita-os da

maneira mais próxima do método de produção possível - o

que significa usar uma linha existente similar ou um teste

controlado na própria empresa. Há grandes vantagens em

trocar de revestimento de conversão para TMC. O objetivo

deste artigo é auxiliar em fazê-lo corretamente e obter estes

resultados positivos e econômicos.

CONSIDERAÇÕES IMPORTANTES

Custo químico elevado, especialmente se for necessário

selante. Para aqueles que tentam aumentar a névoa salina

podem descobrir que um enxágue RO ou DI não obtém os

números que estão tentando atingir. Enxágues selantes reati-

vos podem aumentar o tempo de névoa salina; confira sempre

através de testes. Os enxágues selantes são caros e precisam

de controle rigoroso e descartes frequentes para manter seus

níveis de desempenho e integridade. Os benefícios gerais do

TMC podem resultar em menor custo total do que pré-trata-

mentos convencionais existentes.

Sensibilidade a secagem. Muitas das opções TMC e orgâni-

cas são sensíveis ao calor, não podendo atingir temperaturas


de metal acima de 150° a 170°C. É necessária revisão cuidadosa

da secagem antes da instalação.

Contaminação entre estágios. Estes novos materiais tendem

a ser muito sensíveis a contaminantes trazidos de outros pas-

sos. Sais alcalinos, minerais da água e, em alguns casos, ferro

dissolvido podem reduzir a eficácia e os resultados do banho;

portanto enxaguar torna-se crítico. Muitos revestidores preci-

sam elevar substancialmente a manutenção e eficácia dos seus

enxágues. Enxágues duplos em contra-fluxo de água seguidos

de um enxágue de RO ou DI são recomendados para manter a

integridade do banho TMC.

Eficácia multi-metais. Sistemas multi-metais, ou sistemas que

operam com combinações de ferrosos e não ferrosos podem

encontrar discrepâncias na resistência à corrosão do zinco para

o ferro, ou do alumínio para o aço; portanto recomenda-se

aplicar testes. Algumas substâncias em pó podem funcionar

muito bem com TMC, outras não.

Substâncias em pó. Pós da mesma família química, mas de

colorações diferentes podem obter resultados diversos. Epóxis

tendem a ter bons resultados enquanto TGICs variam drastica-

mente.

Recomenda-se testes e avaliações abrangentes. Muitos re-

vestidores não executam testes completos e acabam desco-

brindo que logo as substâncias não testadas levam a resulta-

dos desagradáveis.

Modificações da lavadora. Como explicado anteriormente,

processos de limpeza cuidadosos são importantes em todos

os sistemas de acabamento. O melhor conselho é analisar por

completo o sistema existente. Você realmente precisa atua-

lizar sua lavadora? Desta perspectiva, neste exato momento,

o processo ideal é: tanques de aço inox, com um mínimo de

cinco a sete estágios. Se nós tivéssemos o luxo de projetar um

processo de aspersão para tratamento ferroso com TMC, seria

algo assim:

Estágio Um: Pré-limpeza alcalina (algumas vezes conhecida

como estágio de limpeza pesada). Um tanque de pequeno vo-

lume de dois mil litros com pressão ótima, aquecido entre 50°

e 60° C dependendo da carga de sujidades e substratos. O pro-

pósito é remover acúmulo de sujidades e capturar orgânicos

em um pequeno volume de dejetos. Este tanque seria limpo

frequentemente.

Estágio Dois: Limpeza alcalina. Um tanque de limpeza de

volume quatro a cinco vezes maior que o do estágio anterior,

com a mesma solução. Descarte frequente do primeiro tanque

permite que você transmita o desengraxante do estágio dois

para o um. As soluções novas são preparadas para o tanque

dois. Segundo minha experiência, este tanque pode ser ope-

rado por praticamente um ano, já que a maioria dos contami-

nantes são removidos no estágio um.

Estágio Três: Enxágue com água da rua.

Estágio Quatro: Enxágue com água da rua (em contra-fluxo

ao estágio três).

Estágio Cinco: Enxágue RO.

Estágio Seis: TMC e RO.

Estágio Sete: RO ou enxágue de selamento.

Todo o processo de pré-tratamento deve ser projetado depois

de levar em consideração os substratos e sujidades presentes,

volume de peças, dimensões, considerações de drenagem e

expectativas gerais de desempenho.

Melhora da fonte de água. RO ou DI devem ser consideradas

como alternativas. Comece testando sua fonte atual de água

para dureza, sólidos dissolvidos totais, pH e outros minerais.

Materiais TMC são mais bem aplicados em condições de enxá-

gue excepcional e com menos contaminantes do que a fosfa-

tização convencional.

Novo treinamento e controle. Estes sistemas geralmente são

bastante diferentes (visualmente) de revestimentos de conver-

são tradicionais, a aparência e a deposição tendem a ser muito

diferentes. Os operadores precisam ser treinados sobre o que

procurar. A titulação é mais elaborada e requer maior precisão.

Técnicas adequadas e equipamentos laboratoriais limpos são

ainda mais importantes. A documentação dos dados de limpe-

za deve definitivamente ser revista e atualizada.

SUMÁRIO

Os TMCs estão aqui para ficar e devem continuar expandindo.

Aqueles que os abordarem corretamente e fizerem os testes

necessários para verificar resultados potenciais serão mais bem

servidos a longo prazo. Como toda tecnologia emergente, há

uma óbvia curva de aprendizado. Aqueles aplicadores que en-

trarem afobadamente e pularem etapas certamente sairão in-

satisfeitos. Há muitas diferenças entre as várias soluções ofere-


cidas pelas empresas de pré-tratamento. Você provavelmente

ouvirá coisas assim: “Nós agora temos conversões nanocerâmi-

cas” ou “veja nosso novo desenvolvimento em conversões de

metais de transição” ou “nossa conversão de zinco é a melhor”

ou “nossa solução é como a das empresas ABC, mas superior”,

ou “nosso orgânico é superior ao inorgânicos deles” ou “claro,

é só dar um enxágue no nosso estágio de fosfato de ferro e

colocar isso aqui depois...” Reagir a afirmações deste tipo po-

dem levar à escolha errada. Escolher o TMC correto para seu

produto é algo que depende de profunda re-avaliação do seu

status atual e seus objetivos e um robusto processo de avalia-

ção. Fornecedores devem ser escolhidos não apenas por suas

formulações, mas pelo tipo de serviço e suporte técnico que

podem prover a longo prazo. É um momento interessante para

o pré-tratamento, acabamento metálico e revestimento com

pó. Grandes melhoras tecnológicas não acontecem todo dia.

Este desenvolvimento está sendo trabalhado desde a elimina-

ção do cromo hexavalente, mas finalmente está aqui! Boa sorte

e faça os testes necessários para ganhar com este avanço de

desempenho e tecnologia.

REFERÊNCIAS

1. “DIP Conversions Creating Excitement in Finishing” partes I e

II, Powder Coating Magazine, Março/abril 2007.

BIOGRAFIA

Brad Gruss, é um consultor independente da Pretreatment &

Process, LLC., de Ashby, Minnesota. A empresa é especializada

em treinamento de pré-tratamento, solução de problemas,

manufatura, manutenção mecânica e auditoria química, além

de desenvolvimento de processos de limpeza e análise de

falhas. Gruss está na indústria de revestimento metálico há

35 anos trabalhando em posições desde controle de qualidade,

manufatura, suporte técnico, vendas e gerência de marketing, até

como proprietário de uma empresa de pré-tratamento químico.

Ele recebeu seu bacharelado em Marketing Empresarial pela

Universidade Estadual de Minnesota em Mankato. Gruss foi

eleito para o conselho da Sociedade de Engenheiros Industriais

SME/AFP (Associação de Processos de Acabamento), serviu

por seis anos e a presidiu em 1996. Também é membro do Powder

Coating Institute e da Chemical Coaters Association International.

Pode ser contatado no telefone +1 (218) 747-2320 ou pelo e-mail

[email protected]

AGRADECIMENTOS

Os seguintes indivíduos foram consultados para este artigo:

Ted Schlosser, Bulk Chemicals; Gary Nelson, Chemetall; David

Chalk, Galaxy/Fremont MPLS; Terry Giles, Henkel; e Ken Kaluzny,

Coral Chemicals.

(Nota do Editor: o conteúdo incluso no artigo a seguir foi

originalmente apresentado no Simpósio da Chemical Coaters

Association International da Seccional das Twin Cities em

4 de Fevereiro de 2010. O que segue é um resumo desta

apresentação).

Nós estamos re-colorindo o mundo dos cromatizantes trivalentes.SpectraMATE , suas peças de zinco com 250 horas de

resistência a corrosão sem selante.

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