ANÁLISE TÉCNICA DAS ALTERAÇÕES DE MATERIAL E...

UNIVERSIDADE

SÃO FRANCISCO

Engenharia Mecânica – Automação e Sistemas

CELSO ZEM JUNIOR

GUSTAVO DE GIOVANI QUINTANA

PEDRO VICTOR PIOVESANA ZANETTI

RAFAEL VINICIUS TORSO

ANÁLISE TÉCNICA DAS ALTERAÇÕES DE MATERIAL

E TRATAMENTO TÉRMICO DO ANEL EXTERNO DE UM

CONTRA-RECUO.

Itatiba – São Paulo – Brasil

2014

1

CELSO ZEM JUNIOR – RA: 002201000100

GUSTAVO DE GIOVANI QUINTANA – RA: 002200900649

PEDRO VICTOR PIOVESANA ZANETTI – RA: 002201000763

RAFAEL VINICIUS TORSO – RA: 002201000313



CONTRA-RECUO.

Monografia apresentada ao Curso de

Engenharia Mecânica - Automação e

Sistemas da Universidade São Francisco,

como requisito parcial para a graduação

em Engenharia Mecânica.

Orientador: Prof. Fernando Cesar Gentile

Itatiba – São Paulo – Brasil 2014

2



CONTRA-RECUO.

CELSO ZEM JUNIOR

GUSTAVO DE GIOVANI QUINTANA

PEDRO VICTOR PIOVESANA ZANETTI

RAFAEL VINICIUS TORSO

Monografia defendida e aprovada em 08 de Dezembro de 2014 pela

Banca Examinadora assim constituída:

Prof. Dr. Fernando César Gentile (Orientador)

USF – Universidade São Francisco – Itatiba – SP.

Prof. Paulo Eduardo Silveira (Membro Interno)


Prof. André Luís Pissolatti (Membro Interno)


3

"Aprender é a única coisa de que a mente nunca se cansa, nunca tem medo e nunca se arrepende."

(Leonardo da Vinci)

4

Aos nossos pais pelo apoio e incentivo em toda a

carreira acadêmica.

Aos nossos amigos e colegas que nos apoiam

sempre que necessário e nos proporcionaram

momentos de alegrias e descontrações.

Aos nossos professores pelos conhecimentos

compartilhados.

Somos eternamente gratos a todos.

5

Agradecimentos

Agradecemos primeiramente a Deus por nos propiciar o dom da vida e assim nos

permitir concluir mais uma etapa de nossas vidas.

Agradecemos aos nossos pais pelo auxilio e dedicação, por estarem sempre aos nossos

lados.

Ao nosso orientador Prof. Fernando Cesar Gentile, que nos auxiliou em todo o

desenvolvimento do trabalho com seus conhecimentos.

Agradecemos ao Prof. Carmo Pellicari de Lima, pelo apoio inicial onde foi nosso

orientador na primeira etapa deste projeto. Ao Prof. Celso de Godoy pelos auxílios com a

parte prática do TCC, assim como os funcionários José Antônio Baptista e João Paulo

Roson.

A empresa Vulkan do Brasil que nos possibilitou realizar o trabalho, fornecendo

materiais para investigação e auxílios técnicos quanto ao produto.

A empresa Grammer do Brasil que nos cedeu o espaço do laboratório para a

realização de alguns estudos.

6

Sumário

Lista de siglas ................................................................................................................ 7

Lista de símbolos ........................................................................................................... 8

Lista de Figuras ........................................................................................................... 11

Listas de Tabelas ......................................................................................................... 14

Resumo ......................................................................................................................... 15

1 INTRODUÇÃO .................................................................................................... 16

1.1 OBJETIVO ..................................................................................................... 17

1.2 JUSTIFICATIVA ........................................................................................... 17

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................ 18

2.1 Contra-Recuo .................................................................................................. 18

2.2 Ligas Ferrosas ................................................................................................. 21

2.3 Aços Carbonos ................................................................................................ 22

2.4 Aços Ligados .................................................................................................. 23

2.4.1 Aço SAE 4140 ............................................................................................ 24

2.4.2 Aço SAE 8620 ............................................................................................ 26

2.5 Tratamentos térmicos ...................................................................................... 29

2.5.1 Têmpera ...................................................................................................... 29

2.5.2 Têmpera superficial .................................................................................... 31

2.5.3 Revenimento ............................................................................................... 34

2.6 Tratamentos termoquímicos............................................................................ 35

2.6.1 Cementação ................................................................................................ 36

2.7 Fadiga superficial ............................................................................................ 38

2.7.1 Contato entre cilindros ............................................................................... 39

3 METODOLOGIA ................................................................................................ 43

3.1 Descrição da peça ........................................................................................... 43

3.2 Determinação da espessura mínima da camada tratada .................................. 45

3.3 Medida da espessura da camada tratada. ........................................................ 46

3.4 Ensaio de microdureza .................................................................................... 55

4 Resultados e discussões ........................................................................................ 59

4.1 Cálculo das tensões Hertzianas ....................................................................... 59

4.2 Dureza e micrografia ...................................................................................... 66

4.3 Discussões dos resultados ............................................................................... 72

5 CONCLUSÃO ...................................................................................................... 74

6 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ............................................................... 75

7

Lista de siglas

AISI American Iron and Steel Institute

ASM American Society for Metals

ASTM American Society for Testing and Materials

SAE Society of Automotive Engineers

UNS Unified Numbering System

8

Lista de símbolos

% Por cento

≈ Aproximadamente

T temperatura

sin seno

C Carbono

Si Silício

Cr Cromo

H Hidrogênio

N Nitrogênio

O Oxigênio

Mn Manganês

Mo Molibdênio

HRC Dureza na escala Rockell C

HV Dureza na escala Vickers

°C Graus Celsius

Pa Pascal

M Mega

k kilo

G giga

mm milímetros

W Watt

9

Cm² centímetro quadrado

Hz Hertz

N Newton

µm micro metro

ml mililitros

Kgf quilo grama força

Nm Newton metro

rpm rotação por minuto

h hora

° graus

min minuto

� Metade da largura da área de contato [mm]

� Constante geométrica

� Força [N]

π pi

� Comprimento do contato [mm]

��á� Pressão máxima de contato [Pa]

Raio de curvatura do rolete [mm]

� Constante do material do rolete

� Coeficiente de Poisson do material do rolete

Módulo de Elasticidade do material do rolete [Pa]

� Raio de curvatura do anel externo [mm]

�� Constante do material do anel externo

10

�� Coeficiente de Poisson do material do anel externo

� Módulo de Elasticidade do material do anel externo [Pa]

�� Tensão normal no eixo x [Pa]

�� Tensão normal no eixo y [Pa]

�� Tensão normal no eixo z [Pa]

�� Tensão normal equivalente a máxima tensão cisalhante [Pa]

��á� Máxima tensão cisalhante [Pa]

��á� Localização em z da máxima tensão cisalhante [mm]

� Torque máximo de projeto [Nm]

� Número de roletes utilizados

�� Diâmetro dos roletes [m]

� Ângulo de aplicação da força [°]

�� Fator de segurança

11

Lista de Figuras

Figura 2-1 Classificação de embreagens e freios (NORTON, 2004 p. 819) ................ 18

Figura 2-2: Sistema de acionamento de correia transportadora com Contra-Recuo (Do

autor). ........................................................................................................................................ 19

Figura 2-3: Sistema de acionamento auxiliar com roda livre (Do autor). .................... 20

Figura 2-4: Corte do Contra-Recuo, mostrando os detalhes internos (Do autor). ........ 20

Figura 2-5: Detalhe do cubo, rolo cilíndrico e anel externo (Do autor). ...................... 21

Figura 2-6 - Curva TTT do aço AISI/SAE 4140 (VOORT, 1991). .............................. 26

Figura 2-7 - Curva TTT do aço AISI/SAE 8620 (LUCEFIN GROUP) ....................... 28

Figura 2-8 - Diagrama esquemático de transformação para têmpera e revenido

(CHIAVERINI, 1987, p. 63). ................................................................................................... 30

Figura 2-9 - Exemplos de campos magnéticos e correntes induzidas produzidas por

bobinas de indução (CHIAVERINI, 1996, pg. 123). ............................................................... 33

Figura 2-10 - Fluxograma do processo de têmpera por indução em tubos (Do autor). 34

Figura 2-11 - Influencia do tempo e da temperatura na penetração superficial de

carbono (CHIAVERINI, 1987 p. 100). .................................................................................... 37

Figura 2-12 – Distribuições de pressões nas superfícies de contato para contato entre

esferas e cilindros respectivamente. (NORTON, 2004, p.415) ................................................ 38

Figura 2-13 - Circulo de Mohr estado geral de tensões (BEER, 2011, p.695). ............ 42

Figura 3-1 – Anel externo do Contra-Recuo forma 210, tamanho 10 (Do autor). ....... 43

Figura 3-2 - Anel seccionado em varias partes, mais amostra (Do autor). ................... 47

Figura 3-3 - Cortador de disco abrasivo Arotec - arocor 40 (Do autor). ...................... 48

Figura 3-4 - Lixadeira Arotec Aropel E (Do autor). ..................................................... 49

12

Figura 3-5 - Discos abrasivos utilizados no lixamento (Do autor). .............................. 50

Figura 3-6 - Polidora rotativa Struers DP-10 (Do autor). ............................................. 51

Figura 3-7 - Disco de polir Struers MD Nap e pasta diamantada Struers Dia-Duo2 (Do

autor) ......................................................................................................................................... 51

Figura 3-8 - Amostra com acabamento espelhado (Do autor). ..................................... 52

Figura 3-9 - Microscópio Olympus SZ61 (Do autor) ................................................... 53

Figura 3-10 - Espessura da camada cementada do SAE 8620 (Do autor). ................... 54

Figura 3-11 - Espessura da camada temperada do SAE 4140 (Do autor). ................... 54

Figura 3-12 - Embutidora Arotec PRE3Mi, desmoldante e baquelite Arotec (Do autor).

.................................................................................................................................................. 55

Figura 3-13 - Amostras embutidas, lixadas, polidas e atacadas quimicamente (Do

autor). ........................................................................................................................................ 56

Figura 3-14 - Detalhe da peça mostrando profundidades de medição de dureza e

tratamento (Do autor). .............................................................................................................. 57

Figura 3-15 - Microdurômetro Clemex Vickers com range HV0,005 a 1,00Kg (Do

autor). ........................................................................................................................................ 57

Figura 4-1 - Gráfico com as tensões principais encontradas para cada eixo, variando

em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em

projeto (Do autor). .................................................................................................................... 63

Figura 4-2 - Circulo de Mohr para obtenção da máxima tensão de cisalhamento no

ponto z = 0,213 [mm] (Do autor). ............................................................................................ 64

Figura 4-3 - Gráfico com os valores da tensão normal equivalente, obtidos através do

critério da máxima tensão de cisalhamento, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça

até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor)............................................ 66

Figura 4-4 - Dureza Rockwell C em função da profundidade (Do autor). ................... 67

13

Figura 4-5 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 0,2 mm da superfície

(Do autor). ................................................................................................................................ 68


(Do autor). ................................................................................................................................ 69


(Do autor). ................................................................................................................................ 69


(Do autor). ................................................................................................................................ 70

Figura 4-9 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 1 mm da superfície

(Do autor). ................................................................................................................................ 70

Figura 4-10 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 1, 2 mm da

superfície (Do autor). ................................................................................................................ 71

Figura 4-11 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 4 mm da superfície

(Do autor). ................................................................................................................................ 71

Figura 4-12 - Gráfico com as tensões normais encontradas para os planos de tensões, a

tensão normal equivalente e o limite de escoamento do material, observadas desde a

superfície até a profundidade de 1,4 [mm] (Do autor). ............................................................ 72

14

Listas de Tabelas

Tabela 1: Sistema SAE, AISI e UNS de classificação dos aços (CHIAVERINI, 7ed.

1996). ........................................................................................................................................ 22

Tabela 2: Composição química do SAE 4140 ( ASM Handbook,1990, vol.1). ........... 24

Tabela 3: Composição química do SAE 8620 (ASM Handbook,1990, vol.1). ............ 26

Tabela 4 - Propriedades mecânicas típicas do aço SAE 4140 tratado termicamente

(adaptada ASM Handbook, 1991, vol.4) .................................................................................. 44

Tabela 5 - Dados de projeto e materiais utilizados (Do autor). .................................... 59

Tabela 6 - Valores de tensões principais para cada eixo, variando em 0,05[mm], desde

a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor). ......... 62

Tabela 7 - Valores da tensão normal equivalente, obtidos através do critério da

máxima tensão de cisalhamento (Do autor). ............................................................................ 65

Tabela 8 - Durezas encontradas através da microdureza na peça cementada e

temperada (Do autor). ............................................................................................................... 67

15

Resumo

O presente estudo tem como principal objetivo a averiguação e comprovação da

alteração de material e tratamento térmico do anel externo do contra-recuo, inicialmente

manufaturado em SAE 8620 com tratamento termoquímico de cementação, e alterado para

SAE 4140 com tratamento térmico de tempera por indução. O contra-recuo é um equipamento

muito utilizado na indústria com intuito de evitar o retrocesso de máquinas num sentido

indesejado ou auxiliar em acionamentos de grande porte. As análises de eficácia das

alterações foram feitas por meio de cálculos analíticos das tensões Hertzianas, dos ensaios de

dureza e ensaios metalográficos das amostras retiradas de ambas as peças e da comparação

dos resultados obtidos. Com base nestes dados, conclui-se que a alteração do material e

tratamento térmico quanto a espessura mínima de camada tratada foi satisfatória, porém, com

relação aos quesitos das propriedades mecânicas necessárias para a aplicação, os resultados

são insatisfatórios.

PALAVRAS-CHAVE: Contra-recuo. Tensões Hertzianas. Ensaio de dureza.

Metalografia.

16

1 INTRODUÇÃO

O presente trabalho apresenta uma análise técnica, através de ensaios metalográficos e

cálculos analíticos, de alterações de material e tratamento térmico em peças de um modelo da

linha de produtos VULKAN do Brasil Ltda., o Contra Recuo 210-10.

A VULKAN do Brasil Ltda. é uma empresa que atua na América do Sul há mais de 35

anos, com sua filial instalada no Brasil na cidade de Itatiba-SP, atuando no fornecimento de

equipamentos de transmissão de potência e frenagem para indústrias dos setores de mineração

e siderurgia, além de fornecer também equipamentos para linha branca de ar-condicionado e

refrigeração, atuando com a tecnologia Lokring de união de tubos sem solda.

Inicialmente os anéis dos contra-recuos 210-10 eram fabricados em SAE 8620 e

tratados termoquímicamente por cementação em banho de cianeto, o que acarretava alguns

problemas com relação a custo e qualidade.

Devido aos problemas de qualidade encontrados, era necessário obter um sobre metal

elevado, que acarretava em maior tempo de usinagem das peças, impactando diretamente nos

custos de produção. Desta forma, foram adotadas algumas alterações relativas a material e

tipo de tratamento.

Atualmente as peças são fabricadas em SAE 4140 e tratadas termicamente através de

têmpera e revenimento superficial, realizado somente na superfície que será submetida as

tensões de contato. Desta forma, os problemas de qualidade, antes encontrados devido ao

empenamento das peças, foram reduzidos e assim o sobremetal necessário para atender as

tolerâncias geométricas das peças é menor, reduzindo o custo de produção.

Essas alterações foram realizadas pela empresa sem um estudo analítico ou uma

análise crítica com relação às características técnicas dos tratamentos e materiais utilizados,

apenas realizando testes mecânicos para comprovação das alterações.

17

1.1 OBJETIVO

O presente trabalho tem como objetivo comprovar, através de análises metalográficas,

ensaios mecânicos e cálculos analíticos, que as alterações realizadas pela empresa VULKAN

do Brasil Ltda. no tratamento para endurecimento superficial do contra-recuo 210-10 mantém

as caraterísticas necessárias para o funcionamento adequado do componente.

1.2 JUSTIFICATIVA

Devido aos problemas de qualidades e custo previamente citados e a ausência de um

estudo técnico-científico, o presente trabalho irá apresentar cálculos de tensão de Hertz,

ensaios mecânicos de dureza e metalográficos para a comprovação da viabilidade técnica das

alterações realizadas.

18

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Contra-Recuo

Conforme NORTON (2004, p.819) existem vários tipos de embreagens de sentido

único, dentre elas situam-se as embreagens de escovas e embreagens de roletes, ambas

possuem pistas internas e externas de rolagem em que o “vão” formado é preenchido com as

tais escovas de formato incomum ou roletes. Estes mecanismos permitem o movimento

unidirecional, porém quando se der por algum motivo a inversão do sentido de giro, o

mecanismo tende a bloquear o movimento.

Resumidamente podem-se verificar os mecanismos citados na Figura 2-1:

Figura 2-1 Classificação de embreagens e freios (NORTON, 2004 p. 819)

19

Segundo NIEMANN (1971, p.153), os contra recuos e rodas livres, também chamados

de acoplamentos direcionais, funcionam de forma que, quando se dá o atraso do lado

acionado, este se torna livre, e quando ocorre o adiantamento do lado do acionamento, o

equipamento trava (acopla). Considerando que a montagem do equipamento ocorra entre uma

peça girante e uma fixa, pode-se empregá-lo de diferentes formas:

1º - Como Recuo Bloqueado: No acionamento de correias transportadoras, máquinas

de levantamento, elevadores, bombas e máquinas de obras civis, com intuito de evitar o

retrocesso da carga quando se der alguma falha ou interrupção do acionamento.

Na Figura 2-2 nota-se a utilização do equipamento no sistema de acionamento de uma

correia transportadora.

Figura 2-2: Sistema de acionamento de correia transportadora com Contra-Recuo (Do autor).

2º - Como roda livre ou como acoplamento de adiantamento: Neste caso o lado

acionado deve continuar girando quando o acionamento deve estar parado ou atrasado em

relação ao outro. Esta propriedade do equipamento é bastante explorada no acionamento de

ventiladores ou exaustores, que no momento do desligamento tendem a continuar girando

devido à própria inércia, enquanto o lado acionamento está parado, pois já está

“desconectado” das hélices. Com este mesmo intuito, as rodas livres também são empregadas

em acionamentos auxiliares de turbinas a vapor, motores a combustão, ou em motores

elétricos de alta potência. Conforme Figura 2-3, nota-se a roda livre associada a um

acoplamento elástico entre o motor maior e o acionamento secundário.

Contra-Recuo

Sistema de acionamento

Correia transportadora

20

Figura 2-3: Sistema de acionamento auxiliar com roda livre (Do autor).

Ainda segundo NIEMANN (1971, p.153), o Contra-Recuo basicamente é constituído

de um núcleo com catracas, denominado de cubo ou estrela interna, que se caracteriza como

um sistema de pré-molejo (pinos e molas) com a finalidade de evitar um carregamento

desigual nos corpos de travamento (rolos cilíndricos) contra o anel externo. A Figura 2-4

mostra em corte os detalhes internos do equipamento.

Figura 2-4: Corte do Contra-Recuo, mostrando os detalhes internos (Do autor).

Roda livre

21

No sentido de giro livre do equipamento, devido à força centrífuga, os rolos cilíndricos

se desencostam do anel externo possibilitando o movimento. Vale ressaltar que, mesmo em

giro livre, os pinos e molas de acionamento mantem o rolo cilíndrico sempre na posição de

travamento, de modo que, quando seja solicitado, o bloqueio seja imediato e com o mínimo

de escorregamento.

No momento do travamento do Contra-Recuo, o par de atrito de auto retenção atua

como trava, como nota-se na Figura 2-5:

Figura 2-5: Detalhe do cubo, rolo cilíndrico e anel externo (Do autor).

Conforme Figura 2-5, o rolo cilíndrico é pressionado contra o cubo e contra o anel

externo, evitando que ocorra o giro no sentido horário.

2.2 Ligas Ferrosas

Segundo CALLISTER (2008, p.259) “Ligas ferrosas – aquelas nas quais o ferro é o

constituinte principal – são produzidas em maiores quantidades do que qualquer outro tipo de

metal”. São formadas por várias classes de aços: Aços ao Carbono, aços ligados, aços

inoxidáveis, aços ferramenta, ferros fundidos e superligas ferrosas. As ligas ferrosas têm

como seu principal elemento o ferro, e tem sua maior utilização nos ramos de engenharia e

são divididas em dois grupos: aços com até 2,14% de carbono e ferros fundidos com carbono

acima de 2,14%. Os aços são classificados pelas normas AISI/SAE e UNS com uma

22

numeração fixa que definem os elementos que os compõem e suas propriedades mecânicas

conforme Tabela 1.

Tabela 1: Sistema SAE, AISI e UNS de classificação dos aços (CHIAVERINI, 7ed. 1996).

2.3 Aços Carbonos

Conforme CALLISTER (2008, p.260) os aços carbono são compostos por elementos

químicos como ferro, carbono, manganês e silício, e também por enxofre e fósforo, que são

classificados como impurezas em sua composição química. Os aços são classificados por

padrões AISI/SAE da serie 10XX, na qual os dois últimos dígitos indicam o percentual

centesimal de carbono em sua massa. Podem-se classificar os aços carbono em três classes:

Aços com baixo teor de carbono, aços de médio teor de carbono e aços de alto teor de

carbono.

Os aços de baixo teor de carbono podem ter em sua composição química até 0,25% de

carbono e tem como características: ductilidade, tenacidade, boa soldabilidade, capacidade de

AISI-SAE UNS

10XX G10XXX Aços-carbonos comuns

11XX G11XXX Aços de usinagem fácil, com alto S

12XX G12XXX Aços de usinagem fácil, com alto P e S

15XX G15XXX Aços-Mn com manganês acima de 1%

13XX G13XXX Aços-Mn com 1,75% de Mn médio

40XX G40XXX Aços-Mo com 0,25% de Mo médio

41XX G41XXX Aços-Cr-Mo com 0,4 a 1,1% de Cr em 0,08 a 0,35% de Mo

43XX G43XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 1,65 a 2% Ni, 0,4 a 0,9% de Cr e 0,2 a 0,3% de Mo

46XX G46XXX Aços-Ni-Mo com 0,7 a 2% de Ni e 0,15 a 0,3% de Mo

47XX G47XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 1,05% de Ni, 0,45% de Cr e 0,2% de Mo

48XX G48XXX Aços-Ni-Mo com 3,25 a 3,75% de Ni e 0,2 a 0,3% de Mo

51XX G51XXX Aços-Cr com 0,07 a 1,1% de Cr

E51100 G51986 Açõs-Cromo (forno elétrico) com 1% de Cr

E52100 G52986 Aços-Cromo (forno elétrico) com 1,45% de Cr

61XX G61XXX Aços-Cr-V com 0,6 ou 0,95% de Cr e 0,1 ou 0,14 de V min.



88XX G88XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 0,55% de Ni, 0,5% de Cr e 0,3 a 0,4% de Mo

9260 G92XXX Aços-Si com 1,8% a 2,2% de Si

50BXX G50XXX Aços-Cr com 0,2 a 0,6% de Cr e 0,0005 a 0,003% de Boro

51B60 G51601 Aços-Cr com 0,8% de Cr e 0,0005 a 0,003% de Boro

81B45 G81451 Aços-Ni-Cr-Mo com 0,3% de Ni, 0,45% de Cr, 0,12% de Mo e 0,0005 a 0,003% de Boro

94BXX G94XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 0,45% de Ni, 0,4% de Cr, 0,12% de Mo e 0,0005 a 0,003% de Boro

DesignaçãoTipos de aço

23

se conformar plasticamente e baixo custo, porém não apresentam boa resposta ao tratamento

térmico de têmpera. Suas principais aplicações são tubos, chapas, arames e peças estampadas.

Aços de médio teor de carbono podem ter em sua composição de 0,25% a 0,60% de

carbono. Tem uma boa resposta a tratamentos térmicos, porém não atingem altos índices de

dureza. Em comparação aos aços de baixo teor de carbono, apresentam maior resistência

mecânica e menor ductilidade e tenacidade. Suas aplicações são: engrenagens, eixos árvore, e

ferramentas manuais.

Aços de alto teor de carbono tem concentração acima de 0,6% de carbono, apresentam

durezas elevadas após o tratamento térmico de têmpera. Dentre os aços carbonos são os que

apresentam maior resistência mecânica e menor tenacidade e ductilidade. Suas principais

aplicações são: limas, serras, facas.

2.4 Aços Ligados

Segundo CHIAVERINI (1996, p.200) os aços ligados são materiais aos quais são

adicionados elementos de liga para melhorar certas propriedades do aço ao carbono comum,

como por exemplo, aumentar a temperabilidade de peças de seções mais espessas; aumentar a

resistência à oxidação; aumentar a resistência ao desgaste; melhorar a difusão de carbono em

certos aços destinados à cementação; melhorar a usinabilidade, entre outros.

São considerados aços ligados os aços que possuem elementos residuais acima dos

teores normais ou quando há a presença de novos elementos de liga, dentre eles pode-se citar:

Aços de baixa liga: cujo teor de elementos de liga total não ultrapassa o valor 5,0%.

Conforme CHIAVERINI (1996, p.200) “Nestes aços, a quantidade total de elementos de liga

não é suficiente para alterar profundamente as estruturas dos aços resultantes, assim como a

natureza dos tratamentos térmicos a que devam ser submetidos”.

Aços de alta liga são aqueles cujo teor mínimo de elementos de liga está entre 10 e

12%. Nestas proporções geram-se alterações significativas tanto na estrutura dos aços, quanto

nos posteriores tratamentos térmicos e termoquímicos, geralmente facilitando-os.

24

2.4.1 Aço SAE 4140

Conforme (ASM Handbook, 1990, vol.1) de uma forma geral estes aços possuem

grande empregabilidade em uma série de aplicações, entre eles os aços de baixa liga da

família SAE 41xx. Esses aços são ligados ao Cromo (≈ 1%) e ao Molibdênio (≈ 0,2%) e

atingem alta resistência através de tratamentos térmicos de têmpera.

AISI/SAE 4140 é utilizado em aplicações que requeiram uma combinação de dureza

moderada e boa resistência. Devido ao seu maior teor de carbono, o aço 4140 tem uma grande

capacidade de endurecimento, possui uma boa resistência mecânica e resistência à fratura, e

também uma elevada resistência à fadiga. A composição química do aço 4140 se encontra

ilustrado na Tabela 2.

Tabela 2: Composição química do SAE 4140 ( ASM Handbook,1990, vol.1).

AISE/SAE 4140 C Si Mn Cr Mo

Mínimo 0,38 0,10 0,75 0,80 0,15

Máximo 0,43 0,35 1,00 1,10 0,25

No aço 4140, através de tratamentos de têmpera convencional e tratamentos térmicos,

é possível obter uma resistência à tração de até 1650 MPa. A temperatura de trabalho para

utilização do aço 4140 pode chegar até 480°C. Acima dessa temperatura, a resistência do aço

diminui bruscamente.

Para forjamento, geralmente o aço 4140 é aquecido a temperatura de 1100 até 1200

°C, depois a temperatura de acabamento do aço não deve ser inferior a 980 °C. As peças

devem ser resfriadas lentamente após moldagem a quente. Este aço tem uma boa

soldabilidade, podendo ser utilizado qualquer um dos métodos convencionais de solda (ASM

Handbook,1990, vol.1).

O aço 4140 é fabricado em forma de barras, hastes, peças forjadas, chapas, placas,

tiras e peças fundidas. Este aço é empregado em peças que exigem elevada dureza, resistência

e tenacidade, sendo de uso na fabricação de automóveis, aviões, virabrequins, bielas, eixos,

engrenagens, armas, parafusos, equipamentos para petróleo, dentre outros.

25

Conforme (ASM Handbook,1990, vol.1) tratamentos térmicos normais que são

geralmente aplicados ao aço 4140 são:

� Recozimento: O tratamento deve ser feito na temperatura próxima de

850ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar

lentamente no forno.

� Normalização: O tratamento deve ser feito na temperatura próxima de 870 –

900ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar ao ar.

Em casos especiais pode se utilizar ar forçado.

� Têmpera: Austenitizar em temperatura entre 840 – 870ºC. Aquecer por 1

hora para cada 25 mm de espessura e adicionar 1 hora para cada 25 mm

adicionais. Resfriar em óleo ou polímero. O resfriamento em polímero conduz

a menor variação dimensional e maior homogeneidade microestrutural.

� Revenimento: Deve ser realizado imediatamente após a têmpera quando a

temperatura atingir aproximadamente 70ºC. A temperatura de revenimento

deve ser selecionada de acordo com a dureza especificada no componente. Para

isto, é necessário utilizar a curva de revenimento do aço. Manter na

temperatura de revenimento por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de

espessura. Não revenir entre 230-370ºC por causa da fragilidade ao revenido.

� Nitretação: Este aço pode ser nitretado para elevar a resistência ao desgaste

pelo endurecimento superficial. A dureza máxima depende da condição prévia

de tratamento térmico. Componentes beneficiados antes da nitretação terão

melhor característica de endurecimento atingindo dureza máxima próxima de

64 HRC. Recomenda-se profundidade de endurecimento entre 0,30 e 0,60 mm.

� Têmpera Superficial: Pode ser realizada por processo de chama ou indução

para durezas superiores a 55 HRC.

O AISI/SAE 4140, assim como outros aços, possui uma curva TTT que apresenta a

composição microestrutural do aço para determinadas temperaturas de tratamento por tempo

em que o material é submetido à temperatura. Para o AISI/SAE 4140 observamos sua curva

na Figura 2-6

26

Figura 2-6 - Curva TTT do aço AISI/SAE 4140 (VOORT, 1991).

2.4.2 Aço SAE 8620

Os aços de baixa liga da família SAE 86xx, geralmente utilizados para construção

mecânica, são ligados ao Níquel (≈ 0,6%), Cromo (≈ 0,6%) e ao Molibdênio (≈ 0,2%) assim

sendo considerados aços de boa temperabilidade.

AISI/SAE 8620 é um aço utilizado para cementação em aplicações às quais requerem

uma superfície com maior dureza, mantendo o seu núcleo mais dúctil. Sendo um aço para

cementação, o aço 8620 consegue atingir, depois de temperado, uma dureza superficial de até

62 HRC, apresentando grande resistência ao desgaste, enquanto em seu núcleo a dureza varia

entre 30 e 45 HRC, mantendo o aço com boa resistência mecânica e também com resistência à

fratura. A composição química do aço 8620 conforme a Tabela 3.

Tabela 3: Composição química do SAE 8620 (ASM Handbook,1990, vol.1).

AISE/SAE 8620 C Mn Ni Cr Mo

Mínimo 0,18 0,70 0,40 0,40 0,15

Máximo 0,23 0,90 0,70 0,60 0,25

27

Para a realização do forjamento do aço 8620, ele deve ser aquecido à temperatura

máxima de 1240°C, e a temperatura mínima não deve ser inferior a 900 °C. As peças devem

ser resfriadas lentamente após moldagem a quente. Este aço tem uma boa usinabilidade e

também uma boa soldabilidade.

O aço 8620 é fabricado em forma de barras, hastes, peças forjadas, chapas, placas,

tiras e peças fundidas. Utilizado em componentes mecânicos onde há exigência de dureza

superficial obtida pelo processo de cementação, como; pinos guia, anéis de engrenagem,

colunas, cruzetas, catracas, capas, eixos, coroas, virabrequins, pinos, guia, pinhões,

engrenagens em geral.

Conforme (GGDMETALS) tratamentos térmicos normais que são geralmente

aplicados ao aço 8620 são:

� Recozimento: O tratamento deve ser feito na temperatura entre 820 –

840ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar no forno.

� Normalização: O tratamento deve ser feito na temperatura próxima de 910 –

930ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar ao ar.

Em casos especiais pode se utilizar ar forçado.

� Cementação: Podem ser utilizados os processos de cementação em caixa, a gás

ou em banho de sal. A temperatura deve estar entre 900 – 925ºC. O tempo de

cementação deve ser controlado em função do potencial de carbono e

da profundidade de endurecimento especificados. A cementação deve ser

seguida por têmpera e revenimento.

� Têmpera: A têmpera quando realizada diretamente após a cementação, deve ser

realizada na faixa de temperatura de 840 – 860ºC, mantida pelo tempo

necessário para homogeneizar a temperatura na seção transversal e resfriar em

óleo ou água dependendo da seção e geometria. Para têmpera convencional,

utilizar a temperatura de 840 – 870ºC com o mesmo procedimento descrito.

� Revenimento: Deve ser realizado imediatamente após a têmpera quando a

temperatura atingir cerca de 70ºC. O revenimento é realizado em temperaturas

entre 150 – 200ºC. No revenimento não há queda significativa da dureza, mas

28

se garante uma melhor resistência à fratura e evita-se a formação de trincas

superficiais na retífica.

� Nitretação: Este aço pode ser nitretado para elevar a resistência ao desgaste

pelo endurecimento superficial. Para a nitretação, o componente deve ser

apenas temperado e revenido ou recozido. É indispensável a presença da

camada branca com espessura superior a 12 mm.

� Têmpera Superficial: Este aço não responde satisfatoriamente, pois possui teor

de carbono muito baixo.

O AISI/SAE 8620, assim como outros aços, possuem uma curva TTT que apresenta a

composição microestrutural do aço para determinadas temperaturas de tratamento por tempo

em que o material é submetido à temperatura. Para o AISI/SAE 8620 observamos sua curva

na Figura 2-7

Figura 2-7 - Curva TTT do aço AISI/SAE 8620 (LUCEFIN GROUP)

29

2.5 Tratamentos térmicos

Tratamento térmico é o conjunto de operações de aquecimento a que são submetidos

os aços, sob condições controladas de temperatura, tempo, atmosfera e velocidade

de resfriamento, com objetivo de alterar as suas propriedades ou conferir-lhes

características determinadas. (CHIAVERINI, 1996, p.82).

Muitas das versatilidades dos aços são obtidas a partir dos tratamentos térmicos, já que

estes aportam melhores propriedades mecânicas sem alterar a composição química do

material, com exceção para os tratamentos termoquímicos, que alteram superficialmente a

composição dos mesmos. Geralmente os tratamentos térmicos são empregados para

possibilitar a utilização de certos materiais em aplicações específicas, bem como facilitar a

manufatura das peças. As principais propriedades que se buscam alterar com o efeito dos

tratamentos térmicos são: Resistência mecânica, tenacidade, ductilidade e dureza.

Basicamente o processo de tratamento térmico pode ser definido como: aquecimento

até determinada temperatura, manutenção da temperatura e resfriamento, onde todas essas

etapas possuem padrões de tempos pré-determinados. O controle dos parâmetros dessas três

etapas principais afetam diretamente os objetivos do processo.

Os principais tratamentos térmicos são: recozimento, normalização, têmpera e

revenimento.

2.5.1 Têmpera

Segundo CHIAVERINI (1987, p.63) a têmpera é o tratamento térmico mais

importante a ser estudado, pois através dele se obtém um aumento de dureza e resistência

mecânica, com isso podem-se utilizar peças em aplicações mais críticas nas áreas de

engenharia.

O tratamento de têmpera visa à obtenção da martensita, que é obtida através do

mecanismo de cisalhamento e não de difusão, característico da formação da perlita. A

inexistência de difusão se deve ao fato da martensita formar-se somente quando, no

30

resfriamento, uma determinada temperatura é atingida, e conforme a temperatura cai a

martensita cresce, como ilustrado na Figura 2-8.

Figura 2-8 - Diagrama esquemático de transformação para têmpera e revenido (CHIAVERINI, 1987, p. 63).

A forma da martensita depende do teor de carbono presente no aço. Em aços de baixo

e médio teor de carbono, as placas de martensita são caracterizadas por uma pequena largura.

Em aços de alto teor de carbono, as placas são mais largas e a martensita apresenta uma

estrutura mais grosseira.

A martensita tem sido considerada uma solução sólida supersaturada de carbono no

ferro alfa, essa supersaturação provoca uma distorção no reticulado cúbico centrado, que é a

forma como a célula unitária se encontra na estrutura, que resulta na extrema dureza

característica da martensita.

31

Os aços quando temperados apresentam uma estrutura martensítica que se estende da

superfície para o núcleo das peças. Quanto maior a temperabilidade do aço, mais profunda

será a estrutura martensítica.

2.5.2 Têmpera superficial

O endurecimento superficial dos aços, segundo CHIAVERINI (1996, p.118) tem

como objetivo apenas a criação de uma superfície dura na peça, de grande resistência ao

desgaste e á abrasão, sendo assim mais conveniente que o endurecimento da peça pela

tempera normal.

A tempera superficial é um procedimento que consiste em aquecer a superfície do aço

rapidamente de modo que a sua temperatura atinja a zona austenítica até certa profundidade,

seguindo de um resfriamento rápido. Assim conseguindo uma camada superficial temperada,

onde será obtida uma estrutura martensítica, abaixo dessa camada a estrutura do aço

permanece na sua condição original.

Os principais processos de tempera superficial são: tempera por chama e tempera por

indução.

Segundo CHIAVERINI (1987, p.90), neste processo aquece-se rapidamente a

superfície da peça acima da temperatura de austenitização, por intermédio de uma chama de

oxiacetileno, seguindo-se um jato de água em forma de borrifo, de modo a produzir uma

camada endurecida até a profundidade desejada. Desta maneira, existem probabilidades de se

formarem faixas mais moles, com alguns milímetros de largura. Para evitar esse

inconveniente, prefere-se aquecer a superfície com uma tocha de chama múltipla e de forma

circular, que se movimenta ao longo de peça girando rapidamente. O bocal de resfriamento

apresenta também uma forma circular. Através deste tipo de tratamento se obtêm uma

2.5.2.1 Têmpera por chama

32

espessura da camada endurecida que pode variar desde apenas uma casca superficial até cerca

de 10 mm.

O método de tempera por chama mais simples é o chamado estacionário, no qual se

aquece localmente áreas selecionadas da peça, com subsequente resfriamento, ou por borrifo

ou até mesmo por imersão. Este método é mais simples porque não exige nenhum

equipamento elaborado, além dos dispositivos de chama, fixação e de controle do tempo para

permitir um aquecimento uniforme.

As velocidades de aquecimento por chamas de oxiacetileno variam de 5 a 30

cm/minuto e, normalmente, o meio de resfriamento é água a temperatura ambiente, ou,

eventualmente, quando se deseja uma têmpera menos severa, ar.

Conforme CHIAVERINI (1987, p.94), a têmpera por indução é uma técnica de

endurecimento superficial bastante utilizada em aços. O aquecimento da peça é feito

superficialmente por indução eletromagnética, induzida através de uma corrente alternada que

circula por uma bobina ou indutor de trabalho.

Como a peça forma um circuito fechado, o campo eletromagnético gerado pela bobina,

que é altamente concentrado, induz uma tensão através da peça, desta forma a corrente

elétrica que circula gera o aquecimento através da movimentação de elétrons.

A forma de aquecimento por indução depende da geometria da bobina, do numero de

espiras, da frequência de operação e da potência elétrica da corrente alternada. A Figura 2-9

exemplifica alguns campos magnéticos e correntes induzidas.

2.5.2.2 Tempera por indução.

33

Figura 2-9 - Exemplos de campos magnéticos e correntes induzidas produzidas por bobinas de indução (CHIAVERINI, 1996, pg. 123).

A velocidade de aquecimento esta em função da intensidade do campo

eletromagnético ao qual a peça é submetida. Quando se deseja uma camada endurecida de

pequena espessura, adota-se uma corrente de alta frequência, enquanto que para maiores

profundidades são utilizadas frequências baixas ou intermediarias.

Como esse processo visa apenas o endurecimento superficial é necessário que se

aplique alta densidade de potência e em ciclos de aquecimentos curtos, de modo que o

aquecimento ocorra apenas na superfície da peça.

Exemplificando, para obter uma camada endurecida de até 0,25 mm se faz necessário

a aplicação de correntes de frequências elevadas, na ordem de 100 kHz a 1 MHz com alta

densidade de potência e tempo reduzido. Já nos casos em que há necessidade de obterem-se

34

profundidades mais espessas, o método de aquecimento utiliza baixas frequências, na ordem

de 3 a 25 kHz e em períodos de tempos mais longos.

Para obter-se o controle da profundidade de aquecimento, deve-se observar a forma da

bobina, o espaço entre a bobina e a peça, a taxa de alimentação de potencia, a frequência e o

tempo de aquecimento.

Dentre os principais processos de têmpera superficial por indução pode-se citar, o

método de têmpera simultânea, em que a peça é introduzida dentro da bobina e imediatamente

após o aquecimento a peça é resfriada. Outro método muito utilizado é o de têmpera continua

em que a peça é aquecida continuamente pela bobina e resfriada por um dispositivo que esta

localizado a certa distancia da mesma.

Na Figura 2-10 observa-se o fluxograma de tratamento de têmpera por indução em

tubos industriais

.

Figura 2-10 - Fluxograma do processo de têmpera por indução em tubos (Do autor).

2.5.3 Revenimento

Segundo CHIAVERINI (1987, p.73) após a têmpera superficial, as peças são

submetidas a um processo de revenido, pois qualquer que tenha sido o tratamento de têmpera

35

adotado é necessário revenir a martensita com a finalidade de diminuir a sua fragilidade, isto

é, torná-la menos quebradiça. Durante o revenimento a martensita perde o excesso de carbono

em solução e seu reticulado cristalino vai se tornando mais próximo da ferrita, sem distorção e

sem acúmulo de tensões mecânicas. Quanto mais alta a temperatura de revenimento, menor é

a distorção do reticulado, menor a dureza e maior a tenacidade do aço. Nos aços para a

construção mecânica, baixa liga e alta resistência, a dureza cai continuamente com a

temperatura. Geralmente, este processo é realizado a temperaturas baixas, objetivando-se

sobre tudo o alívio das tensões originadas.

No caso, por exemplo, da têmpera superficial por chama em peças de grandes

dimensões, através do método progressivo, o revenido é realizado imediatamente após o

resfriamento pelo reaquecimento da superfície temperada com uma chama colocada a

pequena distância do dispositivo de resfriamento.

Em peças grandes, temperadas até uma profundidade de cerca de 6 mm ou mais, o

calor residual presente depois do resfriamento, como já foi mencionado, pode ser suficiente

para aliviar as tensões da têmpera, tornando-se desnecessário um revenido subsequente, como

operação à parte.

Existe uma faixa de temperatura em que o revenimento deve ser evitado, pois a

tenacidade é bastante prejudicada. Este fenômeno chama-se fragilidade azul ou fragilidade

dos 260°C. O nome fragilidade azul deve-se ao fato de que na faixa de temperatura em que

essa fragilidade ocorre, forma-se uma película de oxido azulada.

2.6 Tratamentos termoquímicos

Segundo CHIAVERINI (1987, p.99), tratamentos termoquímicos são processos que

envolvem aquecimento do aço visando o endurecimento superficial das peças através da

introdução de elementos químicos e alterando a sua composição química na superfície. A

alteração da composição é causada pela difusão no metal de um ou mais elementos químicos,

o que dá origem as mudanças que vão permitir o endurecimento superficial do aço.

Esse processo se diferencia de outros tratamentos, pois se resume em aquecer as peças

até a temperatura de austenitização num meio rico em carbono e resfriá-lo para obter maior

36

dureza superficial. Na superfície tratada o material sofre uma alteração da sua composição

química e aumento da resistência mecânica do material. Esse processo depende das condições

do ambiente onde ocorre o tratamento, tendo assim uma reação química entre o ambiente e os

elementos contidos no aço. Essa difusão de elementos químicos pode ser através de elementos

em seu estado solido, liquido e gasoso.

Na maior parte dos casos aplicam-se tratamentos termoquímicos em peças que

necessitam de elevada dureza superficial, mas precisam manter o núcleo com dureza mais

baixa para garantir tenacidade adequada. Bons exemplos são engrenagens, rolamentos,

mancais e eixos. A dureza elevada é conseguida através da adição de carbono, nitrogênio ou

boro. Esses elementos penetram na peça por meio da difusão

Os principais processos de tratamentos termoquímicos são: Cementação, nitretação,

cianetação, carbonitretação e boretação.

2.6.1 Cementação

É o processo de tratamento termoquímico mais conhecido onde se tem a introdução de

carbono na superfície do aço, que pode ser pelos meios sólidos, líquidos ou gasosos,

dependendo do resultado desejado.

O principal elemento químico do processo de cementação é o carbono, que pode ser

obtido do carvão para o processo em meio solido, monóxido de carbono para o processo em

meio gasoso e banhos de cianeto para o processo em meio líquido.

Os aços que passam por esses tratamentos devem ter teor de carbono abaixo de 0,30%,

pois após passarem pela temperatura de austenitização, apenas sua superfície sofrerá

transformação, ganhando dureza e mantendo o seu núcleo tenaz, pois o carbono em alta

temperatura reage com o ferro do aço.

Desse modo, a superfície do aço fica enriquecida de Carbono, até a profundidade

que pode ser perfeitamente preestabelecida, permitindo, assim, a sua tempera

posterior para o aumento da dureza e resistência ao desgaste (CHIAVERINI, 1987,

p.99).

37

Após a cementação a camada apresenta teor de carbono por volta de 0,80%, enquanto

o núcleo permanece com o teor de carbono original do aço. Em seguida é necessário temperar

e revenir a peça para que ocorra o endurecimento e o alivio das tensões, respectivamente.

A profundidade da camada cementada tem relação com o tempo em que a peça será

exposta ao meio rico em Carbono e a temperatura a qual estará submetida, conforme Figura

2-11.

Figura 2-11 - Influencia do tempo e da temperatura na penetração superficial de carbono (CHIAVERINI, 1987 p. 100).

As espessuras comumente especificadas variam desde poucos décimos de mm até

valores em torno de 7 mm.

As temperaturas do processo de cementação variam entre 825°C a 950°C.

Temperaturas superiores a 1000°C só são possíveis em fornos mais modernos e com ambiente

em meio a monóxido de carbono (cementação gasosa). Nessas faixas de temperatura o aço

absorve e dissolve o carbono mais facilmente, permitindo um controle maior da camada

cementada e, conforme maior for a temperatura e tempo de exposição da peça, mais fácil se

torna a difusão do carbono.

Com os parâmetros bem controlados no processo de cementação, torna-se possível

elevar o teor de carbono da superfície com valores na ordem de 0,8% a 1,0% (CHIAVERINI,

1987).

38

2.7 Fadiga superficial

“Quando duas superfícies são pressionadas juntas, uma tensão de cisalhamento

máxima é desenvolvida ligeiramente abaixo da superfície contatante. Algumas

autoridades postulam que uma falha por fadiga da superfície é iniciada por essa

tensão de cisalhamento máxima e depois propagada rapidamente a superfície”

(BUDYNAS, 2011, p.345)

Segundo NORTON (2004, p.414), quando dois corpos estão em contato por rolamento

puro geram um tipo de fadiga chamado fadiga superficial. Teoricamente, os contatos

superficiais originados entre cilindros, esferas e superfícies planas, são contatos de áreas

muito pequenas, no caso das esferas, seria um ponto de área desprezível e no caso de rolos,

seria uma linha de contato de espessura nula. Porém com áreas de contato nulas, qualquer

força aplicada gerariam tensões muito elevadas, levando a ruptura instantânea do material.

Como se sabe isso não ocorre, e as tensões geradas pelo contato são suportadas sem

colapsar o material graças as deformações sofridas na superfície. No caso de esferas, a

deformação gerada é uma região circular, já no caso dos cilindros a deformação tem formato

retangular, conforme mostra a Figura 2-12.

Figura 2-12 – Distribuições de pressões nas superfícies de contato para contato entre esferas e cilindros respectivamente. (NORTON, 2004, p.415)

Na mesma figura pode-se notar que a distribuição de pressão no contato entre esferas

gera uma distribuição de pressão elipsoidal, onde a é igual b, e no caso de cilindros tem-se

uma distribuição de pressão prismática.

39

2.7.1 Contato entre cilindros

Ainda conforme NORTON (2004, p.415) o contato de cilindros pode ocorrer entre

dois cilindros convexos, um côncavo e um convexo ou entre um cilindro e uma placa plana.

Como visto anteriormente, o contato entre cilindros origina uma região de contato retangular,

como ilustrado na Figura 2-12.

A Força aplicada na região de contato é definida através de relações trigonométricas

existentes no conjunto, e o torque aplicado, sendo definida da seguinte forma:

� = � = !"∙$%& ∙�'"( [1]

Onde:

� – Força aplicada nos roletes [N]

– Torque máximo de projeto [Nm]

� – Número de roletes utilizados

�� – Diâmetro dos roletes [m]

� – Ângulo de aplicação da força

A Pressão será máxima no centro da superfície de contato e mínima nas extremidades,

como ilustrado na Figura 2-12. A pressão máxima pode ser calculada como:

��á� = �∙)*∙+∙, [2]

Onde:

��á� – Pressão máxima gerada [MPa]

� – Metade da largura da área de contato [m]

� – Largura de contato entre roletes e cubo [m]

40

Para definir a largura da área de contato, primeiro deve-se calcular uma constante

geométrica, que é dependente dos raios de curvatura dos cilindros, definida pela seguinte

fórmula:

� = � ( ./ + .&) [3]

Onde:

– Raio de curvatura do rolete [m]

� – Raio de curvatura do anel externo [m]

De forma que, se o contato está formado por um cilindro e uma placa plana �será

infinito e a relação .& será igual a zero. Já se o contato é formado por dois cilindros

convexos,�será negativo. E quando o contato é gerado por um cilindro côncavo e um

convexo, �será positivo.

Também para definir a largura da área de contato entre os cilindros calculam-se outras

constantes que aportam informações relativas aos materiais utilizados, sendo elas:

� = 23/&4/ [4.1]

�� = 23&&4& [4.2]

Onde:

E – Módulo de elasticidade do rolete [Pa]

E� – Módulo de elasticidade do anel [Pa]

ν – Coeficiente de Poisson do rolete

ν� – Coeficiente de Poisson do anel

Desta forma, define-se a metade da largura da área de contato entre os cilindros a

partir da seguinte equação.

� = 7�* ∙ �/8�&9 ∙ ), [5]

41

Segundo NORTON (2004, p.422) a pressão na região de contato cria um estado triplo

de tensões no material, onde as três tensões aplicadas são de compressão e máximas na

superfície de contato, que diminuem rapidamente e de forma não linear conforme afastam-se

do ponto de contato em relação a qualquer eixo.

No caso de contato entre cilindros, o estado de tensões ao longo do eixo z é definido

por:

�� = −2 ∙ � ∙ <�á� ∙ =71 + �&?& − @�?@A [6]

�� = −<�á� ∙ B8�C&D&78C&D&− 2 @�?@E [7]

�� = 2F�á�78�& ?&G [8]

Segundo BEER (2011, p. 654) como não há tensões de cisalhamento aplicadas, estas

são as tensões principais do estado de tensões do material. Porém através da análise do círculo

de Mohr, conforme Figura 2-13, para este estado de tensões, encontra-se a tensão de

cisalhamento máxima (��á�)e que segundo o critério da máxima tensão de cisalhamento,

encontra-se a sua tensão normal equivalente (��), que é o dobro da tensão máxima cisalhante

�� = 2 ∙ ��á� = H�� − �� − �� − ��I [9]

42

Figura 2-13 - Circulo de Mohr estado geral de tensões (BEER, 2011, p.695).

Para cilindros de aço em contato estático, segundo NORTON (2004, p.422) esta

tensão de cisalhamento gerada pela combinação das tensões normais no círculo de Mohr não é

máxima na superfície, porém sua localização pode ser definida através da seguinte equação:

��á� = 0,786 ∙ � [10]

Segundo BEER (2011, p. 636) o critério da máxima tensão de cisalhamento diz que a

falha por escoamento de um material dúctil se dá através do deslizamento de material em

planos oblíquos, devido principalmente às tensões de cisalhamento. Desta forma compara-se o

limite de escoamento do material (�O) com a tensão normal equivalente (��) a fim de

verificar o fator de segurança da peça, determinado por:

�� = PQPRS [11]

Através desta relação pode-se verificar se a peça atende as características necessárias

para a aplicação, relacionando o limite de escoamento do material e a tensão normal

equivalente à máxima tensão de cisalhamento. Quando esta razão é igual ou maior que 1,

temos que a tensão de escoamento do material não é superada pela tensão normal equivalente

a máxima tensão de cisalhamento exigida na aplicação, desta forma ou seja a peça não

falhara. Caso contrário, quando esta razão é inferior a 1, a peça falharia pelo escoamento do

material

43

3 METODOLOGIA

3.1 Descrição da peça

A peça selecionada como objeto de estudo foi o anel externo do Contra-Recuo Vulkan

forma 210, tamanho 10 conforme Figura 3-1.

Figura 3-1 – Anel externo do Contra-Recuo forma 210, tamanho 10 (Do autor).

O conjunto Contra-Recuo deverá suportar um torque nominal de 450 Nm, e um torque

máximo de 900 Nm, a uma rotação máxima de 1500 rpm, considerando o núcleo, ou seja, o

eixo da máquina acionadora, ou 2600 rpm se considerar a parte externa em giro.

Conforme já citado, a peça era confeccionada anteriormente em SAE 8620 com

tratamento termoquímico de cementação por banho de cianeto a 925°C, exposta ao meio rico

em carbono de 6 a 8h e finalmente temperada em banho de óleo. Depois a peça é submetida

ao tratamento de revenimento à temperatura de 180 a 200°C, num forno tipo câmara por 2

horas para alívio das tensões. Passados os processos, a peça apresenta uma dureza superficial

de 60 a 64 HRC, profundidade da camada cementada de 1 a 1,4mm e resistência ao

escoamento estimada em 1130MPa.

44

A peça atual é confeccionada em SAE 4140 com tratamento térmico de têmpera por

indução na região interna do anel que concentra as maiores solicitações de carregamento. Este

tratamento é realizado por meio de uma máquina de média frequência que aquece o diâmetro

interno do anel a uma temperatura aproximada de 845°C através de bobinas com formato

apropriado que provocam a indução eletromagnética na superfície durante 30min. A têmpera

é feita em banho de óleo sintético. Assim que finalizada a têmpera por indução, a peça

também se submete ao tratamento de revenimento à temperatura de 205°C, num forno tipo

câmara por 2 horas para alívio das tensões. Depois de beneficiada, a peça apresenta uma

dureza superficial de 55 a 58 [HRC], profundidade da camada beneficiada de 1 a 1,4mm e

resistência ao escoamento estimada em 1740 [MPa], conforme Tabela 4

Tabela 4 - Propriedades mecânicas típicas do aço SAE 4140 tratado termicamente (adaptada ASM Handbook, 1991, vol.4)

Temperatura de revenimento

Tensão de ruptura

Tensão de escoamento

Alongamento em 50mm

(2"), %

Redução de area

%

Dureza, HB

Dureza, HRC

°C °F MPa ksi MPa ksi 205 400 1965 285 1740 252 11,0 42 578 56,1 260 500 1860 270 1650 240 11,0 44 534 53,5 315 600 1720 250 1570 228 11,5 46 495 50,9 370 700 1590 231 1460 212 12,5 48 461 48,4 425 800 1450 210 1340 195 15,0 50 429 45,7 480 900 1300 188 1210 175 16,0 52 388 41,8 540 1000 1150 167 1050 152 17,5 55 341 36,6 595 1100 1020 148 910 132 19,0 58 311 33,0 650 1200 900 130 790 114 21,0 61 277 28,8 705 1300 810 117 690 100 23,0 65 235 21,7

Nota: Barras redondas, temperadas no óleo a partir de 845°C (1550°F).

45

3.2 Determinação da espessura mínima da camada tratada

Para determinar a espessura da camada tratada é necessário seguir alguns passos.

Primeiramente é necessário se conhecer a geometria e os materiais utilizados nas peças que

estarão em contato, bem como a força aplicada.

Sendo assim, conhecendo os dados necessários, citados acima, o primeiro passo a ser

executado é determinar as dimensões da região de contato dos materiais, para isso utilizam-se

as equações [4.1] e [4.2] para definir as constantes referentes aos materiais utilizados.

� = 23/&4/

�� = 23&&4&

Define-se também a constante referente aos raios de curvatura dos cilindros em

contato utilizando a equação [3].

� = � ( ./ + .&) Após ter estas constantes definidas determina-se a metade da largura da área de

contato através da equação [5].

� = 7�* ∙ �/8�&9 ∙ ),

Com a metade da largura da área de contato determinada, calcula-se a pressão máxima

que ocorrerá no contato entre os materiais, através da equação [2].

��á� = �∙)*∙+∙, Com a pressão máxima determina-se a máxima tensão de cisalhamento do material,

através da equação [9].

�� = 2 ∙ ��á� = H�� − �� − �� − ��I

46

Também se determina a localização da máxima tensão de cisalhamento que sofre este

material, através da equação [10].

��á� = 0,786 ∙ �

Determinam-se também as tensões principais, para a determinação do estado plano de

tensões, na posição onde se encontra a maior tensão de cisalhamento, através das equações

[6], [7] e [8]

�� = −2 ∙ � ∙ <�á� ∙ =71 + �&+& − @�+@A

�� = −<�á� ∙ B8�C&T&78C&T&− 2 @�+@E

�� = 2F�á�78�& +&G

Como citado anteriormente, sabe-se que as falhas por fadiga da superfície são

iniciadas por essa tensão de cisalhamento máxima, localizada a ��á� da superfície, e depois

propagada rapidamente a superfície através das tensões de tração e compressão, levando o

material a colapsar-se. Portanto o valor encontrado de ��á� será o valor mínimo de camada

tratada para o projeto.

Calcula-se o fator de segurança da peça através da equação [11], e verifica-se se o

material suporta as condições de projeto.

3.3 Medida da espessura da camada tratada.

Esse ensaio busca estabelecer uma metodologia para o exame da camada tratada dos

componentes tratados termicamente através de cementação e têmpera por indução, através da

análise da superfície de uma amostra de cada peça.

47

O ensaio consistiu em avaliar uma seção plana da superfície da amostra devidamente

lixada, em que o aspecto obtido é analisado a olho nu ou com auxílio de uma lupa e do

microscópio óptico modelo Olimpus SZ61.

A preparação das mostras foi feita e se tomaram alguns cuidados antes de corta-las,

como:

� Região da peça onde se deve localizar o corte e qual a posição do corte,

conforme ilustrado na Figura 3-2;

� Definir o processo de corte a ser utilizado

� Fotografar ou desenhar a peça antes do corte.

Figura 3-2 - Anel seccionado em varias partes, mais amostra (Do autor).

Para a preparação da superfície plana e polida o corte foi feito com um cortador de

disco abrasivo modelo Arotec - arocor 40, conforme Figura 3-3. Ao término do corte obteve-

se uma superfície plana, bem retificada e com a orientação desejada. Toda essa operação foi

feita de modo que o corpo de prova não sofreu um aquecimento excessivo.

Linhas de corte

Amostra

Superfície a ser analisada

48

Figura 3-3 - Cortador de disco abrasivo Arotec - arocor 40 (Do autor).

Para a obtenção da superfície plana, as amostras foram lixadas em uma máquina de

lixas rotativas Arotec Aropel E conforme Figura 3-4.

49

0

Figura 3-4 - Lixadeira Arotec Aropel E (Do autor).

Este processo de lixamento foi feito com uma leve pressão sobre as amostras e

aumentando a granulação das lixas gradativamente. Inicia-se o processo com a lixa d’agua de

gramatura 80, posteriormente utiliza-se o disco de lixar de gramatura 500 e finaliza-se o

processo com o disco de lixar de gramatura 1200 (Figura 3-5), esfriando-a continuamente

com água, para evitar o aquecimento continuo. Após a planificação da seção, foram

chanfrados os cantos do corpo de prova em 45°, eliminando as rebarbas para evitar danos na

lixa e acidentes. A seguir, as superfícies foram submetidas em água corrente e enxugadas a

fim de evitar contaminação por grãos provenientes dos lixamentos anteriores. Finalmente

deve-se limpar a amostra, livrando-o de óleo ou graxa.

50

Figura 3-5 - Discos abrasivos utilizados no lixamento (Do autor).

O lixamento foi iniciado em direção normal aos riscos já existentes e é lixado até o

completo desaparecimento dos mesmos. Depois foi aumentada a granulação da lixa mudando

o sentido em 90° à direção do lixamento, e continuando ate o desaparecimento dos riscos da

lixa anterior.

Após o último processo de lixamento, as amostras foram encaminhadas para a

polidora rotativa Struers DP-10, conforme Figura 3-6, para o processo de polimento.

51

Figura 3-6 - Polidora rotativa Struers DP-10 (Do autor).

As amostras foram polidas mudando o sentido em 90° com o disco de polir Struers

MD Nap junto com a pasta diamantada de 1µm Struers Dia-Duo2 conforme Figura 3-7 até o

acabamento espelhado, conforme Figura 3-8. Após todo o processo de polimento devemos

lavar as peças com a finalidade de deixá-las isentas de impurezas.

Figura 3-7 - Disco de polir Struers MD Nap e pasta diamantada Struers Dia-Duo2 (Do autor)

52

Figura 3-8 - Amostra com acabamento espelhado (Do autor).

Finalizadas as etapas acima, foi aplicado algodão embebido em álcool para o processo

de limpeza, sobre toda a superfície e em seguida a amostra foi submetida a um jato de ar para

secagem. Em seguida foi realizado o ataque químico pelo método de imersão onde a

superfície da peça foi colocada num recipiente sem encostar o corpo de prova no fundo do

mesmo. Para isto foi utilizado como reagente químico o NITAL conforme composição

química especificada abaixo:

Ácido nítrico HNO3.................... 5 ml

Álcool etílico................................ 95 ml

Durante o ataque a superfície da amostra é observada constantemente até obter-se uma

superfície nítida e com todos os detalhes para o exato resultado do ensaio. O tempo de ataque

deve ser tratado com muito cuidado, pois o tempo insuficiente proporcionara uma superfície

muito fraca, pouco visível e sem detalhes, e em tempo excessivo trará uma superfície

ofuscada e até deturpada para a superfície da amostra.

Após o termino do ataque químico, as amostras foram lavadas por meio de um jato de

água sobre a superfície, tendo cuidado em remover qualquer depósito formado durante o

ataque, em seguida secou-se na presença de ar quente.

Depois de atacados os corpos de prova com NITAL foram tiradas fotos com o auxílio

do microscópio modelo Olympus SZ61 (Figura 3-9). O ensaio foi realizado para verificação

da seção transversal, a fim de medir a espessura das camadas tratadas termicamente e

termoquimicamente.

53

Figura 3-9 - Microscópio Olympus SZ61 (Do autor)

Após a captura das imagens, foi utilizado o software Image Pro Express para se obter a

medida da espessura das camadas tratadas. Observou-se que o aço SAE 8620 cementado

apresentou uma espessura de camada tratada de 1,30mm, conforme Figura 3-10.

54

Figura 3-10 - Espessura da camada cementada do SAE 8620 (Do autor).

Também se observou a camada do SAE 4140 tratado termicamente por processo de

têmpera por indução, onde se contatou que a profundidade mínima de 1,14mm conforme

Figura 3-11.

Figura 3-11 - Espessura da camada temperada do SAE 4140 (Do autor).

55

Esse estudo foi realizado para verificar se as peças estavam conforme os parâmetros

preestabelecidos do projeto do Contra-Recuo Vulkan forma 210, tamanho 10 e também para

parametrizar o ensaio de microdureza junto com a verificação da estrutura cristalina na

camada tratada.

3.4 Ensaio de microdureza

As peças do objeto de estudo, que cordialmente foram fornecidas pela Vulkan em seu

estado finalizado, ou seja, com toda usinagem e tratamento térmicos já realizados, foram

cortadas uma amostra de cada peça conforme procedimento exposto no tópico 3.3.

Segundo SOUZA (1995, pg129) a preparação do corpo de prova para a microdureza

requer os mesmos cuidados de uma preparação para ensaio metalográfico, uma vez que foram

fotografadas as microestruturas em cada profundidade medida.

Para facilitar o manuseio das duas amostras, foi feito um embutimento em baquelite. A

realização deste procedimento contou com a embutidora Arotec PRE30Mi, o baquelite preto e

o desmoldante Arotec como mostrado na Figura 3-12.

Figura 3-12 - Embutidora Arotec PRE3Mi, desmoldante e baquelite Arotec (Do autor).

56

Em seguida a amostra foi inserida na embutidora e preenchida com o baquelite. Então

a máquina foi ligada a uma temperatura de 150°C e a uma pressão de 100kgf/cm². Passados 5

minutos, a máquina iniciou o processo de refrigeração e a temperatura caiu gradativamente

até os 37°C, e enfim desligou-se a embutidora.

Para realização da microdureza nas amostras cementada e temperada já embutidas, foi

necessário realizar o procedimento de lixamento seguido de polimento e ataque químico da

mesma forma explicada no tópico 3.3, e em conformidade com o texto de SOUZA (1995, pg

129). Depois de repetidos todos os procedimentos de lixamento, polimento, e ataque químico,

as amostras se apresentaram conforme Figura 3-13.

Figura 3-13 - Amostras embutidas, lixadas, polidas e atacadas quimicamente (Do autor).

A Figura 3-14 ilustra as faixas de medição adotadas. Adotou-se a medida de 0,20mm

entre as medições, pois os resultados obtidos já seriam suficientes para uma conclusão sobre

as microestruturas e suas respectivas durezas.

57

Figura 3-14 - Detalhe da peça mostrando profundidades de medição de dureza e tratamento (Do autor).

O microdurômetro utilizado foi o Clemex Vickers com range HV0,005 a 1,00Kg de

carga, semiautomático e com objetiva de 25, 100, 400x conforme o da Figura 3-15.

Figura 3-15 - Microdurômetro Clemex Vickers com range HV0,005 a 1,00Kg (Do autor).

58

Para verificação da microdureza, as amostras foram posicionadas e focalizadas na

mesa do microdurômetro, primeiramente com sua superfície no local da medição. A seguir,

girando-se o parafuso micrométrico pode-se fazer uma varredura da dureza e da

microestrutura no decorrer da profundidade da peça por meio do software Clemex HD.

59

4 Resultados e discussões

4.1 Cálculo das tensões Hertzianas

Foram executados os cálculos das tensões hertzianas existentes na peça estudada. Os

cálculos foram executados através dos dados do anel externo, fabricado em SAE 4140,

beneficiado com têmpera superficial por indução na sua superfície interna, e os roletes

fabricados em SAE 52100 e conforme equações mencionadas anteriormente, utilizando os

dados conforme Tabela 5

Tabela 5 - Dados de projeto e materiais utilizados (Do autor).

Quantidade de roletes (n) 8

Diâmetro dos roletes (d1) 8 mm

Comprimento dos roletes (l) 19,4 mm

Módulo de Elasticidade dos roletes [E1] 205 GPa

Coeficiente de Poisson dos roletes [v1] 0,29

Limite de escoamento dos roletes 1735 MPa

Diâmetro interno do anel [d2] 68 mm

Comprimento do anel [l2] 19,4 mm

Módulo de Elasticidade do anel [E2] 205 GPa

Coeficiente de Poisson do anel [v2] 0,29

Limite de escoamento do anel 1740 MPa

Torque máximo de projeto [T] 900 Nm

1 - Cálculo da força de contato (F):

� = !"∙$%& ∙�'"( = UVVW∙X,XXY& ∙Z[\(]) = 27,150 [kN]

O ângulo de 7° utilizado foi obtido através das especificações de projeto.

2 – Cálculos das constantes � e ��

� = 23/&4/ = 2(V,�U)&�V^∙V_ = 4,47 ∙ 102�

�� = 23&&4& = 2V,�U&�V^∙V_ = 4,47 ∙ 102�

60

Foram adotados para o rolete os mesmos valores e � que os do anel, já que estamos

trabalhando com aços e a variação destes valores são pequenas e não influenciam no resultado

final.

3 – Cálculo da constante �

� = � a ./ + .&b = � a V,VVc+ V,Vdcb = 110,3

4 – Cálculo da metade da largura da área de contato �

� = 7�* ∙ �/8�&9 ∙ ), =7�* ∙ (c,c]∙Vf/&)8(c,c]∙Vf/&)V,d ∙ �],^V∙VgV,VUc = 0,271[mm]

5 – Cálculo da pressão máxima de contato ��á�

��á� = �∙)*∙+∙, = �∙�],^V∙Vg*∙V,�]∙Uc = 3351 [MPa]

6 – Cálculo da tensão principal no eixo x, ��

�� = −2 ∙ � ∙ <�á� ∙ =71 + �&+& − @�+@A

�� = −2 ∙ 0,29 ∙ (3351) ∙ =71 + V,�d&V,�]& − @V,�]V,�d@A

�� =−1143 [MPa]

7 – Cálculo da tensão principal no eixo y, ��

�� = −<�á� ∙ B8�C&T&78C&T&− 2 @�+@E

�� = −3351 ∙ B8�X,&/g&X,&j/&78X,&/g&X,&j/&− 2 @V,�]V,�d@E

�� =−622 [MPa]

61

8 – Cálculo da tensão principal no eixo z, ��

�� = 2F�á�78�& +&G

�� = 2(dd^)k8V,�]& V,�d&l

�� =−2635 [MPa]

9 – Cálculo da tensão normal equivalente (��) à máxima tensão de cisalhamento ��á�, assumindo a maior diferença encontrada.

�m� = 2. ��á� = H�� − �� − �� − ��I �m� = 2. ��á� = H −2635 + 622−2635 + 1143−622 + 1143 I �m� =2012 [MPa]

Este valor será comparado com a tensão de escoamento do aço SAE 4140, a fim de se

verificar se a peça falhara.

10 – Cálculo da localização da máxima tensão de cisalhamento ��á�

��á� = 0,786 ∙ � = 0,786 ∙ 0,271 =0,213 [mm]

O valor retornado pela equação [10], indica a posição onde ocorre a máxima tensão de

cisalhamento.

Foram calculadas ainda, para até a distância de 1,4[mm], que é a especificação de

projeto utilizada hoje na empresa para a camada tratada, as tensões principais em cada ponto,

variando em 0,05[mm]. Os dados obtidos podem ser vistos Tabela 6 e Figura 4-1.

62

Tabela 6 - Valores de tensões principais para cada eixo, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor).

z [mm] σx [MPa] σy [MPa] σz [MPa]

0,05 1618,281 2284,765 3295,515

0,10 1355,300 1529,042 3144,405

0,15 1146,624 1020,861 2933,015

0,20 982,201 689,022 2697,877

0,25 852,323 474,060 2464,986

0,30 748,843 333,788 2248,428

0,35 665,411 240,738 2053,782

0,40 597,259 177,710 1881,805

0,45 540,860 134,052 1730,982

0,50 493,602 103,133 1598,944

0,55 453,547 80,770 1483,185

0,60 419,237 64,275 1381,370

0,65 389,567 51,886 1291,447

0,70 363,685 42,427 1211,661

0,75 340,933 35,096 1140,534

0,80 320,788 29,336 1076,830

0,85 302,838 24,753 1019,516

0,90 286,750 21,065 967,727

0,95 272,253 18,067 920,738

1,00 259,128 15,606 877,938

1,05 247,190 13,569 838,812

1,10 236,289 11,868 802,922

1,15 226,296 10,438 769,895

1,20 217,105 9,226 739,410

1,25 208,622 8,194 711,193

1,30 200,771 7,310 685,004

1,35 193,484 6,547 660,638

1,40 186,702 5,887 637,914

63

Figura 4-1 - Gráfico com as tensões principais encontradas para cada eixo, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor).

Com os valores das tensões normais encontradas para cada eixo, construiu-se o círculo

de Mohr para o ponto onde se encontra a máxima tensão de cisalhamento, encontrando assim

o valor da mesma, sendo ela de 1006 [MPa]. O circulo de Mohr para o ponto ��á� =0,213

[mm] pode ser observado na Figura 4-2.

,0

500,0

1000,0

1500,0

2000,0

2500,0

3000,0

3500,0

,05

00

0

,10

00

,15

00

0

,20

00

,25

00

0

,30

00

,35

00

0

,40

00

,45

00

0

,50

00

,55

00

0

,60

00

,65

00

0

,70

00

,75

00

0

,80

00

,85

00

0

,90

00

,95

00

0

1,0

00

1,0

50

00

1,1

00

0

1,1

50

00

1,2

00

0

1,2

50

00

1,3

00

0

1,3

50

00

1,4

00

0

Te

nsã

o [

MP

a]

Profundidade z [mm]

σx

σy

σz

64

Figura 4-2 - Circulo de Mohr para obtenção da máxima tensão de cisalhamento no ponto z = 0,213 [mm] (Do autor).

Ainda foram calculados, através do critério de máxima tensão de cisalhamento, os

valores da tensão normal equivalente às tensões de cisalhamento máximas para cada ponto

que fora determinado o estado de tensões. Os resultados obtidos podem ser vistos na Tabela 7

e Figura 4-3.

65

Tabela 7 - Valores da tensão normal equivalente, obtidos através do critério da máxima tensão de cisalhamento (Do autor).

z [mm] |σz - σy| |σz - σx| |σy - σx| σvs

0,05 1010,750 1677,234 666,484 1677,234

0,10 1615,363 1789,106 173,742 1789,106

0,15 1912,154 1786,391 -125,763 1912,154

0,20 2008,856 1715,677 -293,179 2008,856

0,25 1990,926 1612,662 -378,263 1990,926

0,30 1914,641 1499,586 -415,055 1914,641

0,35 1813,044 1388,371 -424,673 1813,044

0,40 1704,096 1284,546 -419,550 1704,096

0,45 1596,930 1190,122 -406,808 1596,930

0,50 1495,811 1105,341 -390,469 1495,811

0,55 1402,415 1029,638 -372,777 1402,415

0,60 1317,096 962,133 -354,962 1317,096

0,65 1239,561 901,880 -337,681 1239,561

0,70 1169,234 847,975 -321,258 1169,234

0,75 1105,438 799,601 -305,837 1105,438

0,80 1047,495 756,042 -291,453 1047,495

0,85 994,763 716,678 -278,085 994,763

0,90 946,662 680,977 -265,684 946,662

0,95 902,670 648,484 -254,186 902,670

1,00 862,332 618,810 -243,521 862,332

1,05 825,244 591,622 -233,622 825,244

1,10 791,055 566,633 -224,421 791,055

1,15 759,458 543,599 -215,859 759,458

1,20 730,184 522,306 -207,878 730,184

1,25 702,998 502,570 -200,428 702,998

1,30 677,694 484,233 -193,461 677,694

1,35 654,090 467,154 -186,936 654,090

1,40 632,027 451,212 -180,815 632,027

66

Figura 4-3 - Gráfico com os valores da tensão normal equivalente, obtidos através do critério da máxima tensão de cisalhamento, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada

em projeto (Do autor).

4.2 Dureza e micrografia

Os dados de dureza estão expostos em duas escalas distintas na Tabela 8, em Vickers e

Rockwell C. Vale ressaltar que o microdurômetro fornece os dados na escala Vickers HV 1, e

estes para fins de comparação com os requisitos de projeto, foram convertidos para escala

Rockwell HRC através da norma ASTM E140-07.

,0

500,0

1000,0

1500,0

2000,0

2500,0

,05

00

0

,10

00

,15

00

0

,20

00

,25

00

0

,30

00

,35

00

0

,40

00

,45

00

0

,50

00

,55

00

0

,60

00

,65

00

0

,70

00

,75

00

0

,80

00

,85

00

0

,90

00

,95

00

0

1,0

00

1,0

50

00

1,1

00

0

1,1

50

00

1,2

00

0

1,2

50

00

1,3

00

0

1,3

50

00

1,4

00

0

Te

nsã

o [

MP

a]

Profundidade z [mm]

σvs

σvs

67

Tabela 8 - Durezas encontradas através da microdureza na peça cementada e temperada (Do autor).

SAE 8620 CEMENTADO

SAE 4140 TÊMPERADO POR INDUÇÃO

profundidade (mm)

Dureza Vickers HV 1

Dureza Rockwell C

HRC

profundidade (mm)

Dureza Vickers HV 1

Dureza Rockwell C

HRC

0,2 710 60,6

0,2 622 56,5 0,4 725 61,2

0,4 523 50,7 0,6 758 62,5

0,6 554 52,6 0,8 743 61,9

0,8 485 48,1 1 715 60,8

1 375 38,3 1,2 682 59,3

1,2 344 34,9 4 475 47,3

4 210 (14,4)*

*Dureza não aplicável na escala HRC, portanto

foi extrapolada. Conforme norma ASTM E140,

210 HV equivalem a 95 HRB

Para efeito de comparação, os valores de dureza na escala Rockwell C em função da

profundidade em milímetros da peça cementada e da peça temperada por indução foram

plotadas em um gráfico e podem ser vistas na Figura 4-4.

Figura 4-4 - Dureza Rockwell C em função da profundidade (Do autor).

Através do ensaio de microdureza, pode-se verificar que a dureza a 0,2mm de

profundidade da peça em SAE 4140, que é a profundidade onde ocorre a máxima tensão de

00

10

20

30

40

50

60

70

0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 4

Du

reza

na

esc

ala

Ro

ckw

ell

C [

HR

C]

Profundidade z [mm]

Peça cementada

Peça com têmpera superficial

68

cisalhamento, foi de 56,5 HRC, e conforme a Tabela 4 a tensão de escoamento para esta

dureza é de 1740 MPa.

Também através do microdurômetro, foi possível fotografar a microestrutura presente

em cada faixa de profundidade das amostras. Na Figura 4-5, que foi capturada a 0,2mm da

superfície das amostras, nota-se uma microestrutura constituída basicamente de martensita e

de 5 a 10% austenita retida para a amostra em SAE 8620 cementada, e martensita para a

amostra em SAE 4140 temperado por indução.

Figura 4-5 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 0,2 mm da superfície (Do autor).

A 0,4mm da superfície, também foi encontrado martensita e austenita retida, variando

de 5% a 10%, para a amostra em SAE 8620 cementada, e martensita para a amostra em SAE

4140 temperada por indução, como se observa na Figura 4-6.

69


Observa-se na Figura 4-7 a 0,6mm da superfície, martensita e 5% de austenita retida

para a amostra em SAE 8620 cementada, e martensita com ferrita para a amostra em SAE

4140 temperada por indução.


A Figura 4-8 mostra a microestrutura das amostras a 0,8mm da superfície. Observa-se

que para a peça em SAE 8620 cementada manteve-se martensita e 5% de austenita retida, e a

amostra em SAE 4140 temperada por indução também manteve basicamente martensita com

ferrita.

70


Conforme Figura 4-9, pode-se observar que não houve alterações significativa nas

microestruturas para as duas amostras a 1 mm de profundidade se comparadas com a

profundidade de 0,8 mm.

Figura 4-9 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 1 mm da superfície (Do autor).

Na Figura 4-10 nota-se que para a profundidade de 1,2 mm a presença de martensita e

alguns vestígios de austenita retida na amostra em SAE 8620 cementada, e a amostra em SAE

4140 não demonstra alteração significativa com relação a anterior.

71

Figura 4-10 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 1, 2 mm da superfície (Do autor).

Como a camada endurecida encontrada foi de 1,3 mm para a amostra em SAE 8620

cementada, e 1,13 mm em SAE 4140 temperada por indução, decidiu-se verificar os pontos

fora dessa zona termicamente afetada, e, portanto adotou-se a profundidade de 4 mm como

pode-se verificar na Figura 4-11. A peça em SAE 8620 cementada apresentou em sua

estrutura a martensita, bainita inferior e ferrita. Já a peça em SAE 4140 temperada por

indução ainda apresentou martensita com ferrita.

Figura 4-11 - Microestrutura das amostras a uma profundidade de 4 mm da superfície (Do autor).

72

4.3 Discussões dos resultados

Realizaram-se ensaios metalográficos conforme procedimento citado anteriormente,

visando manter a viabilidade dos resultados obtidos.

Realizaram-se os cálculos seguindo as bibliografias citadas, levando-se em

consideração mais de uma fonte de informação para que a fiabilidade e a veracidade dos

valores obtidos fossem as melhores possíveis.

As maiores dificuldades encontradas foram a de realizar uma conexão dos critérios da

máxima tensão de cisalhamento e circulo de Mohr com o projeto, pois na bibliografia as

informações abrangem casos gerais, e trabalhou-se com um caso específico.

Observa-se na Figura 4-12 que as tensões atuantes no material são de compressão,

porém são apresentadas em seus valores absolutos para melhor visualização do gráfico.

Observa-se ainda que a maior tensão que aparece no material é a presente no eixo z, já que

este é o eixo onde a força foi empregada. Nota-se que as tensões são máximas na superfície da

peça e decaem ao longo de sua espessura.

Figura 4-12 - Gráfico com as tensões normais encontradas para os planos de tensões, a tensão normal equivalente e o limite de escoamento do material, observadas desde a superfície até a profundidade de 1,4 [mm] (Do

autor).

,0

500,0

1000,0

1500,0

2000,0

2500,0

3000,0

3500,0

,05

00

0

,10

00

,15

00

0

,20

00

,25

00

0

,30

00

,35

00

0

,40

00

,45

00

0

,50

00

,55

00

0

,60

00

,65

00

0

,70

00

,75

00

0

,80

00

,85

00

0

,90

00

,95

00

0

1,0

00

1,0

50

00

1,1

00

0

1,1

50

00

1,2

00

0

1,2

50

00

1,3

00

0

1,3

50

00

1,4

00

0

Te

nsã

o [

MP

a]

Profundidade z [mm]

σx

σy

σz

σvs

σe

73

Ainda observando o gráfico da Figura 4-12, verifica-se que a tensão normal

equivalente à tensão de cisalhamento máxima não é máxima na superfície, de forma contrária

as tensões normais presentes nos eixos ordenados, mas que é máxima a uma determinada

distância da superfície, calculada a partir da equação 10, e seu valor é de 0,213 [mm].

O gráfico da Figura 4-12 também ilustra o valor aproximado da tensão de escoamento

do material, tratado segundo as condições citadas anteriormente e seu valor é de 1740 MPa.

Através dos ensaios metalográficos, nota-se que a dureza especificada por projeto foi

respeitada, pois esta entre 55 a 58 HRC para a peça alterada. Observa-se através da Figura 4-4

que os valores de dureza, para o tratamento de têmpera superficial seguido de revenimento,

decaem bruscamente ao afastar-se da superfície, enquanto os valores para a peça tratada por

cementação decaem de forma menos acentuada, além de possuírem valores mais altos de

dureza.

74

5 CONCLUSÃO

O presente trabalho foi realizado em função da alteração de material e tratamento

térmico de um contra-recuo, fabricado primeiramente em 8620 e cementado, e atualmente é

fabricado em 4140 beneficiado por tempera por indução superficial e revenida.

Segundo norma DIN EN ISO 2639:2003-4 a mínima espessura de camada tratada,

para as condições de fabricação atual, deve ser de 0,64[mm]. Segundo cálculos a localização

da máxima tensão cisalhante do material está em 0,213[mm] da superfície. Observando os

ensaios metalográficos nota-se que a espessura do tratamento térmico é satisfatória, já que

este atingiu uma profundidade de 1,14 [mm]. Desta forma, conclui-se que as alterações

quanto à espessura de camada tratada são satisfatórias.

Os cálculos apresentaram que a máxima tensão normal, equivalente a máxima tensão

de cisalhamento, é de 2012,46 [MPa], enquanto o valor aproximado para o limite de

escoamento do material, nas condições de projeto, é de 1740 [MPa]. Segundo o cálculo do

fator de serviço do projeto encontra-se o valor de 0,86, desta forma conclui-se que as

alterações, quanto às características mecânicas do material são insatisfatórias e que o material

virá a falhar.

Para melhorar o fator de segurança do projeto, para que este seja como mínimo 1,

sugere-se que sejam realizados novos ensaios com materiais e tratamentos térmicos distintos,

que apresentem um limite de escoamento superior ao apresentado pelo 4140.

Uma segunda sugestão seria a alteração do projeto, com o aumento do número de

roletes. Desta forma as tensões em cada eixo ordenado seriam menores, e consequentemente a

tensão máxima de cisalhamento será menor e o tratamento atual e material poderão ser

mantidos.

75

6 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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performance alloys. ASM International, Materials Park, OH, 1990.

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