Influencia da força normal e da dureza no desgaste por deslizamento de aços
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1 UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO JUAN SEBASTIÁN RUIZ ACERO INFLUÊNCIA DA FORÇA NORMAL E DA DUREZA NO DESGASTE POR DESLIZAMENTO DE AÇOS A SECO. SÃO PAULO 2013
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UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO
JUAN SEBASTIÁN RUIZ ACERO
INFLUÊNCIA DA FORÇA NORMAL E DA DUREZA NO DESGASTE POR
DESLIZAMENTO DE AÇOS A SECO.
SÃO PAULO
2013
2
JUAN SEBASTIÁN RUIZ ACERO
INFLUÊNCIA DA FORÇA E DA DUREZA RELATIVA ENTRE CORPO E
CONTRACORPO NO DESGASTE POR DESLIZAMENTO
Exame de qualificação apresentado à Escola Politécnica da Universidade de São
Paulo.
Área de concentração: Engenharia Mecânica
Orientador: Prof. Titular Dr. Amilton Sinatora
2013
3
SUMARIO
1. Introdução.
2. Atrito em condições de deslizamento de metais
2.1. História e definições
2.2. Mecanismos de atrito
2.3. Regimes e transições
2.4. Relação entre atrito e desgaste
3. Desgaste por deslizamento
3.1. Mecanismo de desgaste por deslizamento
3.2. Regimes de desgaste e transições de regime
4. Materiais e métodos.
4.1. Mecanismo de desgaste por deslizamento.
4.2. Regimes de desgaste e transições de regime.
5. Resultados e discussões preliminares
5.1. Resultados de desgaste
5.2. Resultados de coeficiente de atrito
6. Conclusões preliminares
7. Próximas etapas
8. Referencias.
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Capitulo 1
1. Introdução
O movimento de uma superfície solida sobre outra é de importância
fundamental em diversos componentes, sejam artificiais u naturais. Desde
tempos pré-históricos o homem há percebido os efeitos do contato entre
superfícies, como se tem encontrado em diferentes pinturas rupestres nos
quais se mostra o homem se aproveitando da dissipação de calor por o contato
entre superfícies para criar fogo (BLAU, 2009).
Estudos mais elaborados estudando a resistência ao movimento por atrito
começaram a ser realizados desde o século XV com os estudos de Da Vinci,
no entanto, foi só até o século XX que um comitê do Departamento Britânico de
Educação e Ciência com o fim de identificar esta ciência encarregada de
estudar a “interação de superfícies em movimento relativo” usou a expressão
tribológia para referir-se a esta ciência (JOST, 1990). Em geral pode-se dizer
que a tribológia é a ciência que se dedica ao estudo do atrito, o desgaste e a
lubrificação.
No desgaste especificamente, se hão identificado diferentes mecanismos de
desgaste a partir dos quais se define o nível de desgaste final de um
componente mecânico. Dado que o desgaste produz altos custos relacionados
à perda de materiais, energia e tempo; garantir um mecanismo de desgaste
predominante no contato entre superfícies é uma boa opção para reduzir estes
custos e ter uma predição da vida útil dos componentes mecânicos.
Os principais mecanismos encontrados no desgaste por deslizamento de aços
são o mecanismo de adesão e mecanismo de oxidação (ARCHARD; HIRST,
1956). A operação de cada mecanismo depende principalmente das condições
do sistema tribológico tais como carga normal, velocidade de deslizamento,
durezas dos materiais, meio ambiente, entre outros. As diferenças nas taxas de
5
desgaste entre mecanismos são tão significativas que dependendo do
mecanismo predominante foram definidos dois regimes desgaste: um regime
moderado de desgaste quando o mecanismo predominante é oxidativo e um
regime de desgaste severo quando o mecanismo predominante é o adesivo.
Uma pequena variação na magnitude dos diferentes fatores do sistema
tribológico pode resultar na transição de regime de desgaste de moderado a
severo que leva a diferenças na taxa de desgaste de até três ordens de
grandeza. (HIRST; LANCASTER, 1956; LANCASTER, 1962; WELSH, 1965a).
Uma das principais variáveis que favorece a transição de regime de desgaste
moderado-severo é a carga normal (WELSH, 1965a). Em diferentes aplicações
se vem aumentado o nível de carregamento sendo o exemplo mais claro os
motores de combustão interna. O continuo aumento de potencia especifica nos
motores de combustão interna acarreta maiores carregamentos
termomecânicos, razão pela qual é necessário modificar as condições dos
diferentes sistemas tribológicos encontrados nestes motores com o fim de
promover um regime de desgaste moderado. Uma das formas encontradas
para evitar a transição de regime de desgaste com o aumento da carga normal
é modificar as dureza dos corpos em contato.
Por esta razão este projeto procurou estudar, usando uma configuração de
ensaio tipo pino disco, o efeito da carga normal e da dureza do material do pino
na transição de regime de desgaste moderado a severo em condições a seco;
com base na abordagem simplificada do sistema tribológico. Os objetivos
específicos foram:
Verificar a ocorrência das transições de regime de desgaste moderado-
severo em um material tradicional de ferramenta contra um material
tradicional de engenharia mecânica.
Estudar o efeito da dureza relativa entre pino e disco na transição de
regime de desgaste moderado-severo.
6
Capitulo 2
2. Atrito no desgaste por deslizamento de metais
Tanto o atrito quanto o desgaste são propriedades que não dependem do
material, mas sim do sistema no qual estes materiais estão envolvidos
(CZICHOS, 1978). Este tipo de sistema é chamado de sistema tribológico ou
tribossistema o qual é mostrado de forma genérica na figura 2.1. Nesta figura
identificam-se quatro elementos, o corpo (C), o contracorpo (CC), o meio
interfacial (MI) e o meio ambiente (MA). Devido que ao fato de que os
fenômenos de atrito e desgaste são resposta deste sistema tribológico e tendo
em conta que existem estudos que intentam correlacionar os dois fenômenos
se faz necessário realizar uma descrição do atrito no desgaste por
deslizamento.
Figura 2.1. Descrição esquemática de um sistema tribológico
Na revisão realizada se excluíram algumas condições de atrito. Apresenta-se
uma descrição do atrito gerado quando ocorre o contato entre corpos sólidos, e
desta forma foram excluídos os fenômenos de atrito de um corpo solido com
algum fluido, atrito de dois ou mais fluidos, atrito em presença de sistemas
eletromagnéticos e o atrito interno dos materiais.
2.1. História e definições
Ainda que a raça humana venha modificando as condições de atrito de
diferentes tribossistemas desde as primeiras civilizações foi a partir da Idade
Média que se fez um estudo cientifico do fenômeno. Nos escritos de Leonardo
7
da Vinci (1452-1519) se encontraram diferentes equipamentos que foram
projetados para estudar o atrito por deslizamento embora a palavra força de
atrito nunca fosse mencionada (DOWSON, 1979). Com base nestes estudos,
da Vinci estabeleceu as duas primeiras leis clássicas do atrito, a força de atrito
é proporcional ao peso e a força de atrito é independente da área de contato
aparente; no entanto, os estudos sobre atrito realizados por da Vinci foram
conhecidos apenas a partir do século XX. Devido ao desconhecimento dos
trabalhos do italiano, as leis de atrito de Leonardo da Vinci foram redescobertas
pelo francês Guillaume Amontons (1663-1705) em um trabalho apresentado na
Real Academia Francesa de Ciência quase 200 anos depois, nesta
apresentação somente foi aceito o fato que a força de atrito fosse proporcional
ao peso, porém a lei na qual a força de atrito e independente da área aparente
de contato apenas foi aceita após que De La Hire (1640-1718) validou o
trabalho de Amontons (SEIREG, 1998).
Cem anos depois Charles Augustin Coulomb (1736-1806) confirmou as leis de
Amontons. Um acréscimo de Coulomb foi considerar que o contato acontece
unicamente nas asperezas, razão pela qual explicou o fenômeno de atrito
como um intertravamento de asperezas (ASM INTERNATIONAL,1978).
Coulomb também estudou os efeitos da natureza dos materiais em contato e a
porção de tempo que as superfícies permanecem em contato. Os trabalhos de
Coulomb dominaram o conhecimento sobre atrito de sua época e sua inflûencia
se percebe ainda hoje em textos que usam o termo atrito de Coulomb para o
atrito em condições a seco (BLAU, 2009).
John Desaguliers (1683-1744), em um texto de 1734, descreveu que o
polimento das superfícies em contato pode aumentar a força de atrito e atribuiu
este fenômeno à adesão das superfícies que ele chamou de coesão. Autores
principalmente ingleses, como John Leslie (1766-1832) e Sir Benjamin
Thompson (1753-1814) trataram de explicar o fenômeno de adesão identificado
por Desaguliers, mas foi só até o século XX com o trabalho de Bowden e Tabor
que a teoria de adesão teve suficiente evidência experimental. No trabalho de
Bowden e Tabor (1950) também foi incluída a deformação plástica das
asperezas como outro fator importante no atrito entre superfícies. Nos últimos
anos, as leis de atrito citadas deixaram de ter tanta relevância devido ao fato
8
que são muitas as condições nas quais elas não se cumprem. No entanto, eles
consistiram na base para definir os mecanismos de atrito identificados
atualmente.
Comparada com outras ciências a tribológia e especificamente seu estudo
direcionado ao atrito é uma ciência ainda muito recente; a infância no estudo
do atrito pode-se perceber mesmo na forma como este é definido,
encontrando-se diferentes formas para referir-se ao mesmo fenômeno
(SINATORA, 2005). Uma das definições mais aceitas se refere ao atrito como
uma força tangencial à interface e de sentido contrário ao movimento (BLAU,
2009; HUTCHINGS, 1992) chamada força de atrito, que se define como a
resistência ao movimento que experimenta um corpo que desliza sobre outro.
Esta força de atrito é geralmente considerada a partir do coeficiente de atrito
que é definida como a constante de proporcionalidade entre a força de atrito
e a força normal como se apresenta na equação 2.1. Esta seria a primeira
lei de atrito descrita por da Vinci e Amontons
(2.1)
Porém, são vários os cuidados que se deve ter com o uso do coeficiente de
atrito como discutido por Blau (BLAU, 2008c), o principal problema destacado
pelo Blau é o tratamento do coeficiente de atrito como uma propriedade do
tribossistema e não como uma propriedade intrínseca dos materiais em contato
devido aos diferentes mecanismos de atrito que são encontrados e os multiplex
fatores que podem afetar o comportamento do coeficiente de atrito do sistema
como se apresenta na tabela 2.1 traduzida diretamente do trabalho do Blau.
Outros autores têm definido o atrito como uma energia (STACHOWIAK, 1993),
sendo que esta concepção de energia de atrito ajuda a diferenciar os
processos de armazenamento e os processos de dissipação de energia por
atrito. Blau (BLAU, 2008c) propõe uma abordagem. Neste sentido, ele
representou as regiões potenciais para a dissipação o armazenamento da
energia de atrito, e para isso dividiu a interface em camadas que ele chamou
de FEDZ (Frictional Energy Dissipation Zones) como se apresenta na figura
9
2.2. A camada FEDZ 1 representa a região na qual o fluido tem o papel
predominante. Na região FEDZ 2 a dissipação de energia ocorre a partir da
deformação das camadas que cobrem os corpos em contato, por exemplo,
camadas de óxidos ou modificadores de atrito. A dissipação de energia por
deformações elásticas o plástica dos sólidos em contato acontece na região
identificada como FEDZ 3 e finalmente a região identificada como FEDZ 4
representa a influência das estruturas vizinhas no fenômeno de atrito.
Figura 2.2. Esquema das regiões de dissipação da energia (BLAU, 2008c)
Tabela 2.1. Fatores que influenciam o comportamento do coeficiente de atrito (BLAU, 2008c)
Categoria Fator
Geometria de contato Tipo de contato (conforme o não conforme) Rugosidade das superfícies (forma e distribuição das asperezas) Ondulação da superfície Tendência da superfície (direcionalidade) referente ao movimento relativo
Propriedades do fluido e do escoamento
Regime de lubrificação (tipo, espessura de filme e pressão)
Características de viscosidade do fluido e como afeta o escoamento Newtoniano ou não Newtoniano Efeito da temperatura e pressão na viscosidade Efeito da tensão de cisalhamento em filmes ultra-finos
Química do lubrificante Formação dos filmes de lubrificantes alterados pelo atrito Estabilidade dos modificadores de atrito com o tempo Oxidação e acidificação dos lubrificantes
Movimento relativo Movimento unidirecional ou alternado Constância do movimento (acelerações, pausas, paradas-partidas) Magnitude da velocidade relativa das superfícies
Forças aplicadas Magnitude da força normal (Pressão de contato) Constância da aplicação de forças
Terceiro corpo Características das partículas que entram nos lubrificantes
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Características das partículas na interface (partículas de desgaste, partículas externas, camadas de pós sinterizados como lubrificantes)
Temperatura Efeitos térmicos nas propriedades dos materiais (instabilidades termoelásticas) Efeitos térmicos nas propriedades dos lubrificantes (viscosidade, fluxo, possibilidades de cavitação) Combinação entre a temperatura induzida por atrito e da temperatura ambiente
Rigidez e vibrações Tendência no contato (stick slip) Amortecimento da vibração e vibrações externas Realimentação entre o estímulo devido ao atrito e resposta da estrutura
2.2 Mecanismos de atrito
Blau (BLAU, 2009) define mecanismo de atrito como um fenômeno físico que
pode ser modelado ou quantificado com base em princípios fundamentais.
Neste sentido foram propostos diferentes mecanismos de atrito nos últimos
cem anos, porém, recentemente são poucas as mudanças conceituais neste
quesito e ainda continuam sendo considerados pelos pesquisadores os
mesmos mecanismos tradicionais de atrito com pequenas mudanças.
Os principais mecanismos responsáveis no fenômeno de atrito são: adesão,
sulcamento e deformação plástica local devida a um terceiro corpo(KIM; SUH,
1991). Em um processo de atrito atuam vários mecanismos de atrito. Não
obstante, geralmente um dos mecanismos é predominante. A figura 2.3 mostra
uma representação dos mecanismos de atritos mencionados anteriormente.
a
b
c
11
Figura 2.3. Mecanismos de atrito, a) adesão, b) sulcamento e c) deformação plástica
devida a terceiro corpo.
A adesão dos materiais consiste na formação de junções nos pontos de
contato devido à interação física ou química entre as asperezas. Este
mecanismo é frequentemente atribuído a Bowden e Tabor ainda que eles não
fossem os primeiros em dar uma descrição deste fenômeno; porém, foram os
trabalhos de Bowden e Tabor os que ofereceram suficiente evidência da
influência da adesão no atrito. O termo de adesão dos materiais foi modelado
como a força associada ao cisalhamento das junções criadas pela adesão,
assim a força de adesão ou cisalhamento (como é trabalhada originalmente no
texto) Fa foi calculada como o produto da área real de contato Ar e a resistência
ao cisalhamento do material , conforme é visto na equação 2.2 (BOWDEN;
TABOR, 1950)
(2.2)
Bowdem e Tabor assumiram que as asperezas se deformam ate acontecer o
escoamento plástico do material mais mole atingindo-se uma pressão de
contato igual à dureza do material mais mole. Desta forma expressaram a área
real de contato como se mostra na equação 2.3:
(2.3)
Partindo do suposto que a força de adesão é a responsável pela força de atrito,
define-se uma expressão para o coeficiente de atrito como se mostra na
equação 2.4.
(2.4)
Desta equação pode-se concluir que uma forma de diminuir o coeficiente de
atrito consiste em reduzir a área real de contato, sendo que isso pode ser feito
a partir do aumento da dureza do material mais mole. Outra maneira de
diminuir o coeficiente de atrito é reduzir a resistência ao cisalhamento na
12
interface. Este resultado foi comprovado experimentalmente a partir de ensaios
feitos com esferas de aço (metal duro) contra uma superfície plana de índio
(metal mole), contra uma superfície plana de aço e contra uma superfície plana
de aço com um filme fino de índio na superfície respectivamente como é
representado na figura 2.4.
a)
b)
c)
Figura 2.4. Relação entre força de atrito e dureza do substrato, a) Metal duro em
contato com metal mole, b) Dois metais em contato com durezas similares e c) Dois
metais em contato com durezas similares separados por um filme fino de metal mole
(ASM INTERNATIONAL,1978). .
Para o primeiro dos casos se obteve um coeficiente de atrito alto em função do
índio ter uma resistência ao cisalhamento baixa, mas a área real de contato é
grande, no segundo caso a área real de contato é pequena, mas a resistência
ao cisalhamento é alta; para os dois primeiros casos o coeficiente de atrito
esteve entre 0,6 e 1,2. Já no terceiro caso o coeficiente de atrito foi pequeno,
na ordem de 0,06, justificado pelo cisalhamento que se procede no filme fino de
índio e a carga normal que é suportada pelo substrato mais duro de aço
(BOWDEN; TABOR, 1950).
Nos trabalhos de Bowden e Tabor, a força de atrito também foi atribuída à
dissipação de energia devido à deformação plástica das asperezas. O termo
correspondente à deformação plástica foi associado ao sulcamento das
asperezas do material mais duro através da superfície do material mais mole.
Este termo pode ser assumido a partir de um modelo simplificado de uma
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aspereza rígida do material mais duro. A força tangencial necessária para
deslocar o material mais mole pode ser assumida como sendo a dureza do
material mais mole Hm multiplicada pela seção transversal (BOWDEN; TABOR,
1950); para uma aspereza cônica de raio r, semi-ângulo α e profundidade de
penetração x, como se mostra na figura 2.5, a força devida à deformação
plástica Fdef é:
(2.5)
Figura 2.5. Modelo do componente de deformação para uma aspereza cônica de
semi-ângulo α (HUTCHINGS, 1992).
Portanto, a força de atrito no modelo de Bowden e Tabor foi modelada como a
soma dos termos associadas à adesão Fa e à deformação plástica Fdef
(BOWDEN; TABOR, 1950). No entanto, os coeficientes de atrito obtidos com
base nos modelos apresentados anteriormente não estão de acordo com os
coeficientes de atrito experimentais, Bowden e Tabor também perceberam isso
e atribuíram essa diferença às forças horizontais durante o deslizamento dos
corpos que faz com que a área real de contato da aspereza aumente
(crescimento de junção) e, portanto, aumente também o coeficiente de atrito.
Os trabalhos de Bowdem e Tabor têm sido muito importantes no estudo dos
mecanismos atuantes no fenômeno de atrito, razão pela qual várias pesquisas
a respeito dos mecanismos de atrito partem dos trabalhos realizados por estes
dois pesquisadores ingleses, ainda que vários destes trabalhos tenham
destacados algumas limitações do modelo. Rabinowicz (RABINOWICZ, 1965),
por exemplo, destaca que o efeito da adesão é limitado nas superfícies em
condições ambientais dado que a formação de filmes finos de diferente
natureza reduz a formação de junções por adesão. Outra simplificação do
14
modelo é aceitar uma tensão de escoamento sempre constante, mas é de
conhecimento geral que a maioria dos metais são encruados quando
deformados. O efeito das partículas de desgaste também tem sido destacado
por outros autores até o ponto de identificá-lo como outro mecanismo de atrito.
Suh (SUH, 1981) partiu de um modelo no qual o coeficiente de atrito é fruto da
soma de quatro termos: um termo associado à adesão, que é só importante em
condições em vácuo, e três termos associados à deformação das asperezas
como se apresenta a continuação:
(2.6)
Onde é o termo associado à adesão, é o termo associado à deformação
plastica das asperezas e o sulcamento por parte das asperezas mais duras na
superfície mais mole, é o termo associado à deformação elástica das
asperezas e finalmente é o termo associado às partículas de desgaste ou
um terceiro corpo preso entre as superfícies em contato.
A importância do termo foi comprovada a partir de ensaios pino-disco
feitos por Suh (SUH, 1981) em um par cobre-cobre. Nos ensaios tipo A o pino
de cobre deslizou sobre uma superfície lisa, nesta condição o coeficiente de
atrito inicial foi da ordem de 0,2 e depois de certa distância percorrida teve um
aumento até atingir um coeficiente de atrito da ordem de 0,8. Para os ensaios
tipo B o pino de cobre deslizou em uma superfície na qual foram usinados
canais que evitaram que as partículas de desgaste se aglomerassem na
superfície, neste tipo de ensaio não se observou o aumento no coeficiente de
atrito observado nos ensaios tipo A. O comportamento do coeficiente de atrito
para os dois tipos de ensaios é observado na figura 2.6 (SUH apud ASM
INTERNATIONAL, 1986). Rovani (ROVANI, 2012) por sua parte demonstrou
através de ensaios pino disco de um par aço contra aço que quando eram
retiradas as partículas de desgaste o coeficiente de atrito cumpria com a
primeira lei de atrito, porém, quando estas partículas ficavam na superfície o
coeficiente de atrito aumentava com o aumento da carga.
15
Figura 2.6. Resultados de coeficiente de atrito para, A) pino de cobre contra superfície
lisa e B) pino de cobre contra superfície com canais (SUH apud ASM
INTERNATIONAL, 1986).
2.3 Running-in, regime permanente e outras transições.
Uma pratica comum nos estudos de atrito é realizar um registro da força de
atrito ao longo do tempo. No entanto, em vários estudos só é aproveitada a
parte da curva na qual se atinge um regime permanente, este regime
corresponde ao período em que a força de atrito é aproximadamente
constante. Não obstante, Blau (BLAU, 2009) destacou a importância do estudo
do período conhecido com o nome de running-in, que acontece no começo de
interação entre duas superfícies. Segundo Blau, a partir do conhecimento dos
mecanismos de atrito atuantes durante o running-in é possível controlar o
mecanismo predominante de atrito que atuará durante o regime permanente.
O running-in tem sido relacionado principalmente a dois efeitos: mudança da
área real de contato e shakedown elástico. A mudança da área real de contato
se relaciona às altas tensões nas pontas das asperezas não desgastadas que
leva a uma constante alteração na rugosidade superficial até atingir uma
rugosidade de equilíbrio própria do regime permanente. Por sua vez, o
shakedown elástico (JOHNSON, 1985) relaciona uma alta deformação plástica
da superfície até se obter uma camada encruada capaz de suportar a carga em
16
um contato predominantemente elástico, neste ponto se atingiria o regime
permanente. Baseado em dados de diferentes trabalhos, Blau identificou oito
tipos de curvas de atrito contra tempo com diferentes períodos de running-in
como se apresenta na figura 2.7 (BLAU, 2005).
A forma de cada gráfico não descreve um único mecanismo ou conjunto de
mecanismos de atrito, a análise, segundo Blau (BLAU, 2005), deve ser
efetuada a partir do contexto do tribossistema dado. O autor fez uma descrição
de dois contextos destas curvas, a curva da figura 2.7 (a) correspondente aos
ensaios a seco de um par de materiais com pouca quantidade de
contaminantes na superfície, óxidos ou algum outro filme fino, o que leva a um
rápido desgaste como causa de uma adesão significativa na interface, e como
consequência deste processo a força de atrito aumenta. Neste trabalho foi
destacado a figura 2.7 (b) que corresponde a uma curva característica do
deslizamento de metais a seco. No começo do contato tem-se um aumento da
força de atrito que se deve, segundo Blau, à alta taxa de desgaste, produto da
interação entre as asperezas maiores, a força de atrito aumentará até se obter
uma superfície mais lisa, depois se tem um decréscimo do processo de
deformação plástica das asperezas e com isso da força de atrito a qual
continuará diminuindo até se obter uma rugosidade mais estável que levara ao
regime permanente.
17
Figura 2.7. Curvas de força de atrito contra tempo com diferentes períodos de
running-in (BLAU, 2005).
Além das transições de atrito que podem acontecer pelo continuo uso de
materiais ou lubrificantes também se tem as transições de atrito induzidas pela
variação das condições do sistema. Bhushan (BHUSHAN, 2002) identificou
duas transições no coeficiente de atrito resultante do deslizamento de metais
em função da carga normal como se vê na figura 2.8. Segundo Bhushan, para
baixas cargas normais se tem um contato predominantemente elástico, neste
regime o atrito é controlado pelos óxidos que se encontram na superfície. Com
o aumento da força normal o filme de óxido é removido e se tem uma
deformação plástica considerável das asperezas. Se continuar aumentando a
força normal se tem a segunda transição, neste regime o coeficiente de atrito
decresce devido ao aumento da rugosidade das superfícies e pelo papel das
partículas de desgaste. Blau (BLAU, 2009) também identificou estas duas
transições, porém, destaca que a razão pela qual acontece a segunda
transição é o amolecimento das superfícies decorrente da dissipação de calor
pelo atrito.
Figura 2.8. Transições no atrito de materiais metálicos em função da carga normal
(BHUSHAN, 2002).
1.4 Relação entre atrito e desgaste.
18
Como foi explicado anteriormente, a força de atrito varia normalmente com o
tempo. O desgaste das superfícies tem tomado como um dos principais fatores
nas transições da força de atrito, dado que uma das principais razões pelas
quais se explica a variação da força de atrito é a deformação plástica das
asperezas e o desgaste é uma consequência desta deformação (BLAU, 2008a)
No entanto, se haja vista casos nos quais dois tribossistemas diferentes podem
ter o mesmo coeficiente de atrito (comparando só regime permanente) mas a
taxa de desgaste varia significativamente. Como se discutiu anteriormente, o
fenômeno de atrito pode ser considerado como um processo de
armazenamento ou dissipação de energia e o desgaste é só uma das formas
de dissipação da energia por atrito, desse modo, para realizar a correlação
entre desgaste e atrito é fundamental ter uma ideia da forma como é dividida a
energia de atrito no tribossistema (BLAU, 2008c).
Blau (BLAU, 2008b) buscou estudar esta correlação a partir da comparação
dos tempos necessários para se obter um regime permanente da força de atrito
e da taxa desgaste para diferentes pares de materiais. Como se percebe na
figura 2.9, não é sempre que estes tempos foram iguais
Figura 2.9. Relação entre os tempos para atingir o regime permanente no desgaste e
no atrito (BLAU, 2008b)
19
Capitulo 3
3 Desgaste por deslizamento
O desgaste, segundo Zum-Gahr, é definido como a perda progressiva de
material de um corpo solida em decorrência do movimento relativo com outra
superfície (ZUM-GAHR, 1987). Porém, na norma ASTM G40 se especifica que
a perda de material do corpo também pode acontecer pelo movimento relativo
com um liquido ou gas (ASMT G40, 1993)
Existem diversas classificações de desgaste, uma delas, devida a Hutchings
classifica o desgaste em a) Desgaste por deslizamento e b) Desgaste por
partícula dura. No desgaste por deslizamento incluem-se o desgaste por
rolamento (rolling wear, fatigue wear), o fretting e o desgaste por deslizamento
propriamente dito. No desgaste por partícula dura o autor inclui a abrasão e a
erosão (HUTCHINGS, 1992). Particularmente aqui se vai discutir o desgaste
por deslizamento e segundo a definição feita por o Hutchings vai-se tratar de
uma distinção puramente cinemática.
A pesar das diferentes classificações de desgaste existentes, em geral, a
severidade do desgaste vai depender mais do mecanismo de desgaste
atuando no processo de desgaste que no tipo de desgaste. Desta forma é
possível encontrar mecanismos de desgaste que atuam tanto no desgaste por
deslizamento quanto no desgaste por abrasão, um exemplo disso é o
mecanismo de sulcamento.
Os primeiros estudos de desgaste relacionaram a perda de volume ou massa
com o tempo o distancia deslizada, como se mostra na figura 3.1. Nesta figura
se encontram três períodos, o período (I) chamado de running-in, o período (II)
chamado de regime permanente e o período (III) conhecido como break-out ou
período de falha do material (CZICHOS, 1978).
20
O primeiro período recebe o nome de running-in e, similar que no atrito, se
relaciona com acomodação das superfícies onde as superfícies maiores se
deformam plasticamente. Este período se caracteriza por ter uma taxa de
desgaste (perda de massa ou de volume por unidade de tempo) maior do que a
regime permanente. Porém, quando as condições do sistema são muito
severas a taxa de desgaste do running-in e regime permanente são similares.
O segundo período II é conhecido como regime permanente ou regime
estacionário de desgaste e se caracteriza por apresentar uma relação
diretamente proporcional entre a perda de massa ou volume e o tempo. Em
termo práticos se busca que este período seja o mais longo possível dado que
tem uma taxa de desgaste constante devido à operação de um mecanismo de
desgaste predominante.
Figura 3.1. Gráfico convencional de variação de volume o massa em função do tempo
ou distancias deslizada.
Para o projeto de componentes mecânicos é necessário ter uma ideia do
desgaste a partir da relação ente as diferentes variáveis envolvidas. Assim,
procurando calcular o desgaste e partindo da relação de proporcionalidade
entre o desgaste e a distância de deslizamento (período II da figura 2.1) o
Archard desenvolveu o seguinte modelo (ARCHARD, 1953)
21
(3.1)
Onde: Q é o volume de desgaste por unidade de distância de deslizamento, k o
coeficiente de desgaste, W é a força normal aplicada e H é a dureza do
material de menor dureza. A constante de desgaste K usualmente é
denominada como o coeficiente de desgaste adimensional. O coeficiente K tem
sua importância devido a que este determina a severidade do processo de
desgaste em diferentes sistemas. Este coeficiente pode ser definido como a
probabilidade que no encontro de duas asperezas aconteça a remoção do
material. Este modelo realiza várias simplificações, umas das principais é que
no processo de desgaste por deslizamento atuam dois corpos e Archard leva
em conta a dureza do corpo mais mole e ignora a dureza do material mais
duro. O efeito do corpo com maior dureza foi estudado primeiramente por
Welsh (WELSH 1957) que mostrou o deslocamento da transição de regime de
desgaste moderado a severo para maiores forças com o aumento de dureza do
material mais duro. O tema foi retomado por Viafara (VIÁFARA; SINATORA,
2011) que mostrou existirem dois regimes de desgaste em função do tempo de
ensaios.
3.1. Mecanismo de desgaste.
Como no atrito, os mecanismos clássicos de desgaste que ocorrem no
desgaste por deslizamento devem-se a Bowden e Tabor (Bowden e Tabor,
1956). No texto destes pesquisadores se reconhecem dois mecanismos:
deformação plástica e adesão.
O mecanismo de deformação plástica se refere à resistência do material mais
mole a ser deformado pelas asperezas do material mais duro. O mecanismo de
deformação é causado pelo sulcamento (deslocamento de uma protuberância)
o que permite a interpretação de que a abrasão (enquanto mecanismo) atua no
desgaste por deslizamento. Em trabalhos mais recentes, as partículas de
desgaste (debris) também têm sido indicadas como responsáveis deste
sulcamento (JIANG; STOTT; STACK, 1998).
22
O mecanismo de adesão acontece devido às forças de atração entre duas
superfícies em contato. A adesão pode acontecer pela formação de ligações
primárias e secundarias; nos metais estes tipos de ligações acontecem com
maior facilidade quando se tem deformação plástica das asperezas e
superfícies livres de óxidos. Algumas das teorias de adesão foram
apresentadas por Kinloch (KINLOCH, 1980), estas teorias são mostradas na
figura 3.2. A primeira teoria de bloqueio mecânica tem mais relevância com
polímeros fibrosos e em metais rugosos. A segunda teoria de difusão relaciona
a adesão com a difusão de átomos ou moléculas na interface. A terceira teoria
propõe que as forças eletrostáticas que surgem na interface de corpos que
possuem diferentes estruturas de bandas eletrônicas. A quarta se refere à
adesão pela formação de ligações primarias ou secundárias na interface.
Figura 3.2. Teorias de adesão segundo revisão feita por Kinloch (KINLOCH, 1980)
Outro mecanismo observado comumente no desgaste por deslizamento de
metais é mecanismo de reação triboquímica ou de oxidação (ZUM-GAHR,
1987). O mecanismo de oxidação se caracteriza por ser um processo de
remoção e continua formação de camadas de óxido. Quando duas superfícies
metálicas deslizam uma sobra a outra se acelera a formação do filme de óxido,
23
comparado com a condição na qual as mesmas superfícies metálicas são
exposta ao mesmo meio ambiente em condições estáticas.
O aumento da temperatura nos pontos de contato entre asperezas parece ser a
razão pela qual se acelera o processo de formação de óxidos na superfície. A
formação desta camada de óxido vai ser favorecida pelo aumento da
temperatura ambiente, da umidade do meio ambiente e da velocidade de
deslizamento (HUTCHINGS, 1992).
Na figura 3.3 se mostra o processo de formação e remoção da camada de
óxidos descritos por Zum-Gahr (ZUM-GAHR, 1987). Primeiro, figura 2.3(a), a
área real de contato é estabelecida e pequenos núcleos de óxidos são
formados nos pontos de contato, depois os núcleos de óxidos começam a
crescer como se apresenta nas figuras 2.3(a) e 2.3(b). Quando os óxidos
atingem uma espessura critica entre 1 e 5µm, os óxidos quebram na forma de
pequenas partículas. A espessura critica dos óxidos vai depende do tipo de
óxido, do material do substrato e as condições de carga. Outra possibilidade
especificada pelo Zum-Gahr é que o processo de oxidação pode acontecer no
debris metálico, dado que este debris tem uma área superficial maior favorece
a oxidação.
Figura 3.3. Desgaste por reação triboquímica (a) formação no núcleo de óxido (b) e
(c) crescimento do filme de óxido e (d) fratura de óxidos e formação de novos óxidos
(ZUM-GAHR, 1987)..
24
Outro possível mecanismo no desgaste por deslizamento de metais é a fadiga
superficial, caracterizada pela formação de trincas e desprendimento de
material por um contato repetitivo das asperezas das superfícies em contato.
Este mecanismo é mais importante quando se tem um contato não conforme.
Finalmente, a figura 3.4 mostra as curvas de perda de volume ou massa com o
tempo o distancia deslizada mostrando como muda a forma da curva
dependendo do mecanismo de desgaste predominante. Percebe-se que só
para o mecanismo de deformação plastica ou abrasão não se tem o period
inicial de running-in.
Figura 3.4. Desgaste em função do tempo para os mecanismo de desgaste que atuam no desgaste por deslizamento (ZUM-GAHR, 1987).
3.2. Regimes de desgaste a transições de regime.
A intensidade de atuação dos mecanismos acima citados resulta em regimes
de desgaste conhecidos como regime severo de desgaste e regime moderado
de desgaste. No trabalho de Archard e Hirst (ARCHARD; HIRST, 1956) se fez
uma caracterização dos mecanismos de desgaste que atuam no desgaste de
metais a seco. Foram identificados mecanismos de formação de junções de
adesão e a oxidação das superfícies deslizantes. A partir do tipo de mecanismo
atuante, foram definidos os regimes de desgaste como resultado do nível de
dano na superfície; assim, o regime severo se relacionou à formação das
junções por adesão e o regime moderado à oxidação das superfícies. Archard
25
e Hirst também fizeram uma distinção dos regimes em relação ao coeficiente
adimensional de desgaste (K, equação 3.1), ao perfil de rugosidade, à
aparência das superfícies e à natureza e tamanho das partículas de desgaste.
Para ensaios feitos com pino de latão e anel de stellite, o regime severo
apresentou um coeficiente de desgaste entre 10-3 e 10-2, a rugosidade das
superfícies atingiram valores de Ra de 25µm e partículas de desgaste de
natureza metálica, igual à aparência das superfícies. O regime moderado
apresentou um coeficiente de desgaste entre 10-6 e 10-5, um Ra menor a 0,5
µm (menor que o Ra inicial) e aparência das superfícies oxidada igual que as
partículas de desgaste. Para cargas baixas se obteve um regime de desgaste
moderado, enquanto em carga maiores se obteve uma transição a um regime
de desgaste severo.
Em outro trabalho, Hirst e Lancaster (HIRST; LANCASTER, 1956) também
identificaram a ocorrência da transição de regime moderado a severo de
desgaste com o aumento da carga normal para um pino de latão e um ring de
stellite. Na figura 3.5 se observa em baixas cargas um regime moderado que
passa a ser denominado como regime severo quando se apresenta uma
elevação da taxa de desgaste. Além da taxa de desgaste, também se
apresenta as medidas realizadas da resistência de contato a qual vai
diminuindo com o aumento da carga até o ponto que acontece a transição na
taxa de desgaste. A alta resistência de contato em baixas cargas é associada à
presença de filmes de óxidos na interface, quando se atinge as cargas de
transição o filme de óxido é quebrado e se produz o contato metal-metal
diminuindo a resistência de contato. Também se mostram as rugosidades para
cada regime de desgaste, a superfície mais lisa associada ao mecanismo
oxidativo e uma mais rugosa associada ao regime severo.
26
Figura 3.5. Variação da resistência de contato e da taxa de desgaste em função da
carga normal.
Alem da transição de regime moderado a severo é também encontrada outra
transição de regime de severo a moderado que é comum quando são atingidas
altas temperaturas na interface. O primeiro trabalho que descreveu esta
transição foi realizado por Lancaster (LANCASTER, 1962) para ensaios feitos
com um pino de latão e um anel de aço ferramenta. Para estes ensaios se
relacionou a taxa de desgaste com a velocidade de deslizamento, para altas
velocidade se obteve a figura 3.6 para a qual as letras A para D relacionam um
aumento da área aparente de contato, por tanto, na condição A se tem os pinos
de menor diâmetro e na D os de maior. Percebe-se que para as velocidades
mais altas se apresentou uma diminuição considerável da taxa de desgaste.
Este efeito foi relacionado ao amolecimento no material do pino como
consequência das altas temperaturas alcançadas pelo calor dissipado por atrito
que permitiu a penetração do óxido. O argumento disso se encontrou no
aumento da velocidade de transição com o aumento da área aparente do pino,
que indica maior calor dissipado para atingir o amolecimento do material.
Lancaster estudou também o efeito da temperatura ambiente sobre as
velocidades de transição. O incremento da temperatura deslocou a velocidade
de transição de regime severo para moderado para menores velocidades de
deslizamento.
27
Figura 3.6. Variação da taxa de desgaste com a velocidade de deslizamento em altas
velocidades de deslizamento com diferentes áreas aparente de contato com 3 kg de
carga normal a temperatura ambiente (LANCASTER, 1962)
Um dos trabalhos mais citados em referencia à transição de regimes de
desgaste por deslizamento foi publicado por Welsh no ano de 1965 em duas
partes (WELSH, 1965a, b). Na primeira parte do trabalho foram discutidas
pesquisas anteriores que estudaram as possíveis causas das transições de
regime de desgaste. As diferentes hipóteses apresentadas nestas pesquisas
foram reproduzidas por médio de diferentes ensaios que avaliaram o efeito da
carga normal e de outras variáveis como a velocidade de deslizamento e da
porcentagem de carbono sobre as transições de regime de desgaste usando
uma configuração de pino sobre anel do mesmo material em um arranjo de
cilindros cruzados.
Um dos resultados da pesquisa se apresenta na figura 3.7 na qual se
relacionou a taxa de desgaste com a carga normal. Na figuram se identificam
duas transições de regime de desgaste chamadas como T1 e T2 que já tinham
sido obtidas por outros autores de forma separada. Dado que a faixa de carga
normal foi maior foi possível se obter as duas transições no mesmo gráfico.
Pode-se observar que existem três regiões distintas dentro das quais a taxa de
desgaste se eleva linearmente com a força aplicada. Para cargas abaixo de T1
28
e acima de T2 se tem o regime moderado de desgaste enquanto entre T1 e T2
encontra-se o regime severo de desgaste. No primeiro regime a taxa de
desgaste é controlada pela remoção dos óxidos pré-existentes sobre os
materiais (aços), no segundo pela adesão, deformação plástica e ruptura de
junções metálicas entre os corpos em movimento e no terceiro pela formação e
remoção de óxidos devidos ás elevadas temperaturas de contato.
Este trabalho foi o primeiro no qual se obteve a transição T2 em função da
carga, anteriormente Lancaster tinha observado esta transição em função da
velocidade de deslizamento (LANCASTER, 1962). O resultado de Welsh
confirma que esta transição esta relacionada com uma alta quantidade de calor
dissipado por atrito entre as superficies com altas magnitudes de cargas
normais e velocidades de deslizamento.
Nessa figura se observa também que o pino e o anel tiveram um
comportamento similar de desgaste antes e depois da transição T1. Em cargas
um pouco maiores a T2 o comportamente foi significativamente diferentes, o
começo deste comportamento foi definido como transição T3. Este
comportamento foi explicado como resultado da diferença na dinâmica dos
corpos, com o pino em contato continuo com e anel em contato intermitente
que leva a um comportamento divergente com respeito as altas temperaturas
atingidas nas superfícies.
29
Figura 3.7. Taxa de desgaste em função da carga normal para um aço de 0.52%C,
velocidade de deslizamento de 100 cm⁄s, x-pino, o-anel (WELSH, 1965a)
Outro resultado desta primeira parte do trabalho de Welsh e de importância
para esta pesquisa foi o efeito da variação na dureza do anel deixando
constante a dureza do pino na operação dos regimes de desgaste. Encontrou-
se uma faixa de dureza de anel acima da qual só acontece o regime moderado
de desgaste. Partindo deste trabalho, Rovani (ROVANI, 2012), usando uma
configuração tipo pino-disco, mostrou o deslocamento de T1 para cargas
maiores com o aumento de dureza do disco (que tem condições de contato
similares ao anel usado por Welsh)
Em outras pesquisas que estudaram o efeito da dureza no regime de desgaste,
Akakay e Rigney (AKAGAKI, 1991) estudaram o atrito o desgaste durante o
deslizamento de diferente metais em vácuo. Usando uma configuração pino
disco, encontraram que o comportamento tribológico dependeu da relação
entre as durezas do disco e do pino (Hd /Hp). Quando esta relação foi maior que
um, se apresentou o regime moderado de desgaste. No caso de uma relação
menor que um atuou um regime severo de desgaste.
30
O Viafara e colegas (VIÁFARA et al., 2005) discutiram a importância da
microestrutura de aços em ensaios pino-disco, para pinos perliticos e bainiticos
deslizando sobre discos perliticos. Estes autores encontraram que os pinos
bainiticos exibiram um regime severo de desgaste enquanto os perliticos
tiveram um desgaste predominantemente oxidativo, embora a dureza dos pinos
bainiticos fosse maior. As diferenças nas perdas de massa foram de até três
ordens de magnitude. Este comportamento foi atribuído à maior capacidade de
encruamento da perlita comparada com a bainita.
Finalmente, o Viafara em estudos mais recentes (VIÁFARA; SINATORA, 2009)
em uma configuração pino-disco realizou ensaios para uma condição de
dureza de pino e duas condições de dureza do disco, sendo sempre a dureza
dos discos maior que a dureza do pino. Neste trabalho se encontrou que para o
a condição de disco de menor dureza, a perda de massa do disco foi uma
ordem de grandeza maior que a perda de massa do pino, ainda que a dureza
do pino fosse menor no começo do ensaio. Este comportamento se relacionou
com a dinâmica dos corpos em contato, dado que o pino é estático e sempre
esta em contato com o disco, razão pela qual o contato é mais intenso
comparado com o disco, que sofre um contato intermitente. Por tanto, na
condição de disco mais mole, o pino no final do ensaio teve um maior
encruamento da superfície finalizando o ensaio com uma dureza maior que a
dureza no disco.
31
Capitulo 4
4 Materiais e métodos
Na continuação é apresentada uma descrição dos procedimentos
experimentais usados com o objetivo de avaliar os efeitos da carga normal e da
dureza do corpo na transição de regime de desgaste moderado – severo. Os
mecanismos de desgaste foram analisados empregando-se as técnicas usuais
de microscopia óptica e eletrônica de varredura, microdureza e perfilometria
2D.
4.1. Ensaios tribológicos
Para a realização dos ensaios tribológicos foi usada uma configuração pino
contra disco. O equipamento pode ser observado na figura 4.1 e foi construído
e calibrado no Laboratório de Fenômenos de Superfícies (LFS). Consta de uma
base cilíndrica que tem um movimento de rotação induzido por um eixo que é
acoplado a um motor, nesta base é posicionado o disco que vai ser testado.
Além da base, o equipamento também tem um braço que contém uma guia
linear na qual é fixado o pino, e na parte superior desta guia é aplicada a carga
normal a partir de peso morto. Com o objetivo de realizar um acompanhamento
do coeficiente de atrito durante o ensaio, foi adaptada ao braço da guia linear
uma célula de carga a fim de medir a força tangencial e obter o coeficiente de
atrito através da equação x que se encontra no capitulo 1. A taxa de aquisição
da citada célula de carga permite ter um registro da força tangencial por cada
segundo de ensaio.
32
Figura 4.1. Fotografia do tribômetro usado
Para a realização dos ensaios foram seguidas as recomendações encontradas
na norma ASTM G99-2010. Os passos seguidos na execução dos ensaios
foram:
Com a finalidade de garantir o paralelismo entre as superfícies do disco
e do pino foram recortadas lixas de granulometrias 240 e 600 as quais
foram colocadas na superfície do disco. Depois o pino foi assentado ao
ser posto em contato com o conjunto em rotação lixa-disco com uma
velocidade de deslizamento de 0,1m/s e uma carga de normal de 7,5N.
O assentamento foi feito até que o acabamento fosse homogêneo em
toda a superfície do pino.
Logo após, tanto o pino quanto o disco foram levados a um recipiente
com álcool e postos em uma maquina de limpeza por ultrassom durante
10min. Após a limpeza as amostras foram secadas com um fluxo de ar
quente seguido de um fluxo de ar frio.
Foi registrada a massa inicial das amostras em uma balança com
precisão de 0,01mg.
Para garantir a perpendicularidade entre o pino e o disco, foi medida a
inclinação do disco usando um relógio apalpador obtendo-se sempre
uma diferença de altura menor que 50µm.
Foram fixadas as condições de carga, velocidade de rotação e de tempo
de ensaio por meio de uma instrução no controlador lógico programável
33
(CLP). Finalmente, o pino foi posto em contato com o disco quando este
último atingiu uma velocidade de rotação constante. Depois de finalizado
o ensaio, as amostras foram limpas e mediu-se novamente as suas
respectivas massas.
Na tabela 4.1, são apresentadas as condições experimentais usadas na
execução dos ensaios. O intervalo de força foi escolhido procurando a
obtenção dos regimes de desgaste moderado e severo. Foi usada uma baixa
velocidade para diminuir os efeitos térmicos devidos à dissipação de calor por
atrito. O critério para a seleção do tempo de duração dos ensaios foi previsto
de modo a garantir a ocorrência de um regime permanente de atrito. Para as
cargas maiores foram usados menores tempos de ensaio dado à excessiva
perda de comprimento dos pinos como consequência do alto desgaste. Com o
intuito de garantir uma reprodução adequada dos ensaios formam controladas
também as variáveis temperatura ambiente e umidade relativa.
Tabela 4.1 – Parâmetros usados nos ensaios de desgaste.
Parâmetro Valores
Força normal 10 a 140N
Velocidade de deslizamento 0.1m/s
Raio da trilha de desgaste 25mm
Umidade relativa 45 a 55%
Temperatura ambiente 19 a 220C
Tempo de deslizamento 900, 1800 e 3600seg
Distância de deslizamento 900, 180 e 360m
4.2. Caracterização dos materiais
Para a seleção dos materiais a serem ensaiados, utilizou-se o durômetro digital
VMT7 da Buehler com uma carga de 30kgf para realizar medidas de
macrodureza tanto no disco quanto no pino, e tendo como finalidade
caracterizar a resistência mecânica dos materiais antes dos ensaios. Foram
realizadas dez medições de dureza nos discos distantes da região que iria ser
desgastada e cinco medições em pedaços seccionados das amostras de pino
que iriam ser testadas Além da dureza, foi usado um rugosímetro mecânico
34
Kosaka SE 1700α da Mitutoyo, para realizar uma caracterização da topografia
das amostras antes e depois dos ensaios, as medidas de rugosidade foram
feitas sempre em uma orientação perpendicular à direção de deslizamento. Os
parâmetros usados nas medidas de rugosidade são apresentados na tabela
4.2.
Tabela 4.2 - Parâmetros usados nas medidas com rugosimetro.
Parâmetro Valor
Raio do apalpador 2µm
Cut-off 0,8 mm
Comprimento amostral 4 mm
Filtro Gaussiano
Amplitude Vertical 800 μm
Velocidade de deslocamento do apalpador
0,05 mm/s
Normas ISO97/ JIS2001/ ASME95
Além das medidas iniciais de macrodureza foram feitas medidas de
microdureza nas amostras ensaiadas usando um microdurômetro Micromet
série 2100 com uma carga de 50gf, e com este procedimento se permitiu
conferir o encruamento das amostras depois de realizados os ensaios.
Finalmente, as amostras foram caracterizadas usando uma lupa e um
microscópio eletrônico de varredura marca Jeol série 6010LA disponibilizados
no Laboratório de Fenômenos de Superfície objetivando identificar os
mecanismos de desgaste para cada uma das condições de ensaio.
4.2. Materiais usados
Tomando-se por base a revisão bibliográfica apresentada anteriormente, foi
proposto que a maioria das pesquisas feitas no tema de transição de desgaste
em condições de deslizamento são feitas para aços, razão pela qual foram
escolhidos este tipo de materiais para a realização dos ensaios procurando
reproduzir alguns dos efeitos resultantes encontrados na literatura.
Particularmente, foram selecionados o aço ABNT 4140 como material do pino e
o aço AISI H13 como material do disco porque são ligas das quais já se têm
35
conhecimento do comportamento tribológico em ensaios pino disco feitos em
trabalhos prévios no Laboratório de Fenômenos de Superfícies (ROVANI,
2012; VIAFARA, 2010). A composição química destes materiais é apresentada
na tabela 4.3
Tabela 4.3 – Composição química dos aços ABNT 4140 e H13.
Aço C[%] Mn[%] Si[%] P[%] S[%] Cr[%] Mo[%] V[%]
4140 0,37 0,78 0,23 0,014 0,005 1,07 0,19 -
H13 0,39 0,34 0,97 0,02 0,001 5,18 1,24 0.99
Para a realização dos ensaios foram testadas duas condições de dureza para o
pino, ao passo que a dureza do disco foi mantida. Para umas das condições
foram cortados parafusos comerciais de alta resistência de aço ABNT 4140
com uma dureza média de 430HV aproveitando a parte sem rosca. Foram
também usinados pinos, os quais foram submetidos a processos de têmpera e
revenimento obtendo-se uma dureza média de 586HV. O diâmetro para os dois
tipos de pino foi de 4.9mm e comprimento que variou entre 18 e 23mm. O
acabamento da superfície de contato foi obtido depois do assentamento dos
pinos com lixa de granulometria 600.
Os discos foram usinados a partir de barras de aço ABNT H13. Estes discos
receberam tratamentos térmicos de têmpera e revenimento para obter uma
dureza média de 607HV. Os discos foram usinados obtendo-se um diâmetro de
65mm e uma espessura de 5mm. O acabamento das superfícies foi dado
através de um processo de retificação.
Na tabela 4.4 são apresentados alguns parâmetros de rugosidade medidos nas
superfícies que foram ensaiadas para garantir que as condições iniciais fossem
semelhantes.
Tabela 4.4. Parâmetros de rugosidade dos corpos ensaiados.
Corpo Ra Rq
Disco 0,63±0,06 0,78±0,05
Pino 0,25±0,02 0,32±0,03
36
Finalmente na tabela 4.5 são mostradas as condições experimentais que foram
ensaiadas. Para cada uma das condições de força normal, foram realizadas
cinco réplicas com exceção da condição de carga de 70 N com pino de 580HV
para o qual foram feitas dez replicas. A razão pela qual nesta condição foram
feitos mais ensaios será esclarecida no capitulo de resultados.
Tabela 4.5. Condições de dureza de pino e cargas dos ensaios.
Hd(HV) Hp (HV) Cargas(N)
607±5
430±2 10, 20, 35, 70 e 140
586±1 10, 20, 35, 53, 70, 105 e 140
37
Capitulo 5
9. Resultados e discussões preliminares.
Nesta capitulo são apresentados os resultados de desgaste e atrito realizados
no momento. Na primeira parte são apresentados os resultados de desgaste
por médio de gráficos que relacionam a taxa de desgaste com a carga para as
duas condições de dureza de pino testadas. A partir da comparação das taxas
de desgaste, coeficientes de desgaste e imagens de microscopia óptica e
eletrônica de varredura são identificados os regimes de desgaste. Na segunda
parte é feito um analise dos gráficos de coeficiente de atrito contra o tempo
para as diferentes condições ensaiadas
9.1. Resultados de desgaste
Os resultados de desgaste dos ensaios de deslizamento são representados
pelo registro de perda de massa do pino e do disco. Na figura 5.1 são
apresentados os resultados de perda de massa contra carga normal para a
condição de pino 430HV, que é o pino de menor dureza testado. Na figura
5.1(a), correspondente à perda de massa do pino, se percebe que para as
cargas menores se parece ter uma relação diretamente proporcional entre a
carga normal e a perda de massa, como o pressupõe a equação de Archard
(equação 3.1). No entanto, esta proporcionalidade não continua na medida em
que se aumenta a carga, identificando-se duas regiões neste gráfico, uma
região para as cargas de 10, 20 e 35N e outra região para as cargas de 70 e
140N. A diferença de perda de massa entre as duas regiões chega a ser de
três ordens de grandeza. No caso do disco, são também identificadas estas
duas regiões, porém, a variação na perda de massa entre replicas e maior.
Uma das hipóteses e que no caso do disco o contato é intermitente e o corpo
de prova é maior que o pino, por esta razão as condições de desgaste variam
38
mais na trilha de desgaste do disco que na superfície desgastada do pino
comparando as replicas.
a
b
Figura 5.1. Gráficos de perda de massa vs carga normal para o pino de 430HV, para o (a) pino e o (b) disco.
Na figura 5.2 se mostra a aparência das superfícies desgastadas na condição
de pino 430HV, para a região correspondente as cargas mais baixas descritas
anteriormente. Para o pino, figura 5.2 (a), se tem uma superfície oxidada na
qual ainda se encontram as marcas deixadas pelo assentamento do pino. Uma
característica dos pinos ensaiados nestas cargas, como se percebe na figura, é
que o desgaste não se apresenta de forma uniforme em toda a superfície do
pino, encontrando-se regiões que não mostram sinais de contato com o disco;
com o aumento da carga normal a região oxidada é maior. No caso do disco,
figura 5.2(b), também se identifica uma marca de uma cor mais clara
correspondente à trilha oxidada formada no disco durante o contato. Se
percebe também que a trilha tem um tamanho inferior aos 5mm que equivalem
ao diâmetro do pino, mostrando de novo que aparentemente não toda a área
do pino entro em contato com o disco.
Na figura 5.3 se mostra a aparência das superfícies desgastadas na condição
de pino 430HV, para a região correspondente as cargas mais altas (70 e
140N). No pino, figura 5.3 (a), se observa uma superfície de uma cor metálica
com uma deformação plástica considerável nas bordas do pino. A diferença do
acontecido nas cargas mais baixas, toda a área do pino mostra sinais de
desgaste. Para o disco, figura 5.3(a), também se observa uma superfície
riscada de cor metálica sem indícios de oxidação na superfície; comparado
39
com o disco da figura 5.2(b), se percebe um aumento da largura da trilha de
desgaste para as cargas mais altas.
a
b
Figura 5.2. Aparência das superfícies desgastadas na condição de pino 430HV com carga normal de 20N, (a) do pino e (b) disco.
a
b
Figura 5.3. Aparência das superfícies desgastadas na condição de pino 430HV com carga normal de 140N, (a) do pino e (b) disco.
Na figura 5.4 são apresentados os resultados de perda de massa contra carga
normal para a condição de pino 586HV, que é o pino de maior dureza testado.
Para o pino, figura 5.4 (a), nas condições de carga normal de 10, 20 e 35N
também a relação entre carga normal e perda de massa parece ser
diretamente proporcional. Para o disco esta relação não e tão clara, pelo
contrario a perda de massa não tem um aumento significativo com o aumento
da carga normal.
Como no caso do pino de 430HV, também foram feitos ensaios para as cargas
de 70 e 140N, no entanto, dado que a dispersão entre as cinco replicas feitas
40
inicialmente na condição de 70N era tão alta foram feitos outras cinco replicas
para caracterizar melhor esta condição. Além de aumentar o número de
replicas na condição de 70N, foram feitos ensaios em cargas intermediarias
entre 35 e 70N (53N) e entre 70 e 140N (105N) com o fim de avaliar as
condições que antecediam e procediam ao ponto de maior dispersão. Como se
percebe, comparando tanto o pino quanto o disco, para as condições de 53, 70
e 105N se tem uma maior dispersão que se percebem também em
características diferentes das superfícies desgastadas, estas diferenças de
perda de massa e a aparência das superfícies desgastadas é mais evidente na
carga de 70N. Já para a carga de 140N, as perdas de massa e aparência de
superfície desgastada não foram tão diferentes.
a
b
Figura 5.4. Gráficos de perda de massa vs carga normal para o pino de 586HV, para o (a) pino e o (b) disco.
Na figura 5.5 se observa a aparência das superfícies desgastadas na condição
de pino 586HV para uma carga normal de 20, se identificam a presença de
óxidos na superfície do pino e do disco e de marcas do assentamento e de
retifica, respectivamente. Como no caso da condição de pino de 430HV, a área
de contato do pino não apresentou um desgaste uniforme com áreas que na
mostram indícios de algum tipo de desgaste. A aparência da superfície de
desgaste foi similar para os ensaios feito com cargas normais de 10 e 35,
porém, se percebeu que na medida em que se aumenta a carga área oxidada
foi maior.
A aparência das superfícies desgastadas na condição de pino 586HV para os
ensaios feitos com uma carga normal de 140N se mostra na figura 5.6. Nesta
condição são identificadas superfícies que tem uma cor metálica sem evidência
41
clara de oxidação. Também se percebe a deformação plástica das superfícies
com riscos nas duas amostras e um fluxo de material nas bordas do pino, não
obstante, este fluxo de material é menor comparado com a condição de pino de
dureza 430HV e carga normal de 140N.
a
b
Figura 5.5. Aparência das superfícies desgastadas na condição de pino 586HV com carga normal de 20N, (a) do pino e (b) disco.
a
b
Figura 5.6. Aparência das superfícies desgastadas na condição de pino 586HV com carga normal de 140N, (a) do pino e (b) disco.
A figura 5.7 se observa a aparência encontrada nos discos ensaiados para as
condições de dureza de pino de 430HV e 586HV com carga normal de 70N. As
figuras 5.7(a) e 5.7(b) correspondem a ensaios realizados na condição de pino
586HV com uma carga normal de 70N, se percebe que se têm duas condições
de dano superficial ainda que as condições de ensaio sejam iguais. Na figura
5.7 (a) as características da superfície são similares às encontradas em cargas
baixas, com uma superfície oxidada e na qual ainda se identificam as marcas
de retifica. Na figura 5.7 (b), se observam evidências de oxidação na trilha de
42
desgaste, mas o dano da superfície é claramente maior que na condição da
figura 5.7 (a) com mostras de deformação plástica na superfície. Já para a
condição de pino 430HV com a mesma carga de 70 N, figura 5.7 (c), as
características de superfície das cinco replicas foram similares, com uma trilha
de desgaste com traços principalmente metálicos e pouca evidência de
oxidação.
a
b
c
Figura 5.7. Aparência das superfícies desgastadas com carga de 70N nas duas condições de pino ensaiado; (a) condição pino 586HV com aparência oxidada, (b) condição pino 586HV com deformação plástica e evidências de óxidos e (c) condição pino 430HV com deformação plástica
Na figura 5.8 se apresenta a perda de massa média para cada uma das
condições ensaiadas. Comparando a perda de massa de cada uma das
condições de pino ensaiada, figura 5.8 (a) e figura 5.8 (b), se identifica que
para as cargas mais baixas de 10, 20 e 35N a relação entre a perda de massa
e a carga normal parece ser diretamente proporcional. Porém, o aumento de
dureza de pino de 430HV a 586HV não levo a uma mudança significativa na
43
perda de massa dos pinos nestas cargas baixas. Para cargas mais altas, as
diferenças de perda de massa no pino entre as duas durezas de pino testadas
começam ser bastante consideráveis, sendo mais significativa na carga de 70N
na qual se observa diferenças de perda de massa de até duas ordens de
grandeza.
Nas figuras 5.8(c) e 5.8(d) se encontram os gráficos de perda de massa média
para os discos em todas as condições ensaiadas. As diferenças na perda de
massa nos discos não foram significativas comparando os ensaios feitos com
pinos de dureza 430HV e dureza 586HV nas cargas de 10 e 35N. Como
aconteceu nos pinos, nos discos as diferenças de perda de massa começam
ser significativas nas cargas mais altas, encontrando-se diferenças de perda de
massa do disco na carga de 70N de até duas ordens de grandeza, quando são
comparadas as duas condições de dureza de pino testadas.
a
b
c
d
Figura 5.8. Perda média de massa para cada umas das condições ensaiadas. Perda média de massa para o pino (a)na condição pino 430HV e (b) na condição pino 586HV. Perda média de massa para o disco (a)na condição pino 430HV e (b) na condição pino 586HV.
Os resultados mostrados até agora indicam que se teve uma transição de
regime de desgaste quando foi aumentada a carga normal para as duas
44
condições de pino ensaiadas. Para os ensaios realizados com baixas cargas
(10, 20 e 35N) se identificaram superfícies de aparência oxidada e lisa
(comparada com a condição inicial) característica de um regime de desgaste
moderado. Também se percebeu que neste nível de carga a equação descrita
por Archard pareceu cumprir-se. Uma característica especial dos ensaios
feitos com baixas cargas é que a perda de massa não teve uma mudança
significativa quando se aumentou a dureza do pino. A razão deste
comportamento é que possivelmente neste regime o filme de óxido é mais
importante que a dureza do substrato. A presença de óxidos foi validada a
partir de analise EDS em corpos ensaiados em baixas cargas como se mostra
na figura 5.9. As marcas pretas indicam a presença de óxidos como confirma a
alta presença de oxigênio no EDS.
Figura 5.9. EDS realizada sobre um pino de 430HV de dureza desgastado com uma carga de 20N
Para a carga de 140N, se promoveu um regime de desgaste severo
caracterizado por umas superfícies desgastadas de aparência metálica e com
uma deformação plástica considerável. Uma das explicações clássicas de este
comportamento é a quebra do filme de óxido como resultado da alta tensão de
contato, o que leva a um contato metal-metal. Percebe-se também que a perda
de massa dos componentes diminuiu com o aumento de dureza do pino. Dado
que em esta carga não se teve presença de filme de óxido, o desgaste dos
materiais em contato dependeu mais da dureza do substrato. Na figura 5.10 se
apresenta uma imagem tomada por MEV de uma superfície na qual se
promoveu o regime de desgaste severo, nesta foto se observa a severidade do
45
dano na superfície com parte do material a ponto de desprender-se da
superfície.
Figura 5.10. Imagem da superfície de um disco desgastado com um pino de 430HV e carga de 140N.
Para uma carga intermediaria de 70N, se apresentou um regime de desgaste
severo na condição de pino de 430HV, enquanto que na condição de pino de
586HV se obteve uma mistura de regimes. Ou seja, o aumento de dureza do
pino desloca a transição T1 (moderado a severo) para cargas maiores. Em
estudos recentes Rovani (ROVANI, 2012), usando uma configuração pino-
disco, já tinha demostrado o deslocamento da transição T1 para cargas maiores
com o aumento da dureza do disco. Uma explicação deste deslocamento foi
dada por Welsh (WELSH, 1965b). Uma das conclusões do trabalho de Welsh é
que a dureza do material deve estar acima de um valor crítico para sustentar o
filme de óxido formado na superfície e assim inibir a operação do regime
severo de desgaste.
Outra forma tradicional de caracterizar as transições de regime de desgaste é a
partir da comparação do coeficiente adimensional de desgaste K que se
encontra na equação de Archard. Na figura 5.11. se relaciona o coeficiente
46
adimensional de desgaste com diferentes formas de desgaste. Este gráfico foi
realizado por Childs (CHILDS, 1993) a partir de uma extensa revisão
bibliográfica de ensaios de desgaste realizado em diferentes condições.
Figura 5.11. Coeficiente adimensional de desgaste para diferentes forma de desgaste.
Na figura 5.12 são apresentados os coeficiente adimensionais de desgaste
médios segundo a carga normal para as duas condições de pino ensaiadas.
Percebe-se que em baixas cargas não se teve uma variação significativa do
coeficiente de desgaste. Já para a carga de 70N se obteve um aumento de
uma ordem de grandeza. Para as cargas de 70N e 140N o coeficiente de
desgaste foi maior para o pino mais mole. Segundo a figura 4.9, o coeficiente
de desgaste em baixas cargas foi característico do regime de desgaste
moderado. Já para os ensaios feitos com uma carga de 140N em ambas
condições de pino e para uma carga de 70N em ensaios com pino de 430HV, o
coeficiente de desgaste foi característico de um regime de desgaste severo.
Cabe destacar novamente que os resultados da figura 5.12 apresentam valores
médios do coeficiente adimensional de desgaste. Não obstante, como se tinha
observado na figura 4.4, os ensaios realizados com uma carga de 70N na
condição de pino de 586HV apresentaram alta dispersão mostrando uma
mistura de regimes. Este resultado demonstra que nas cargas que se
encontram na região de transição o regime de desgaste dominante vai
depender fortemente de pequenas variações no sistema tribológico. Por tanto,
partir de coeficientes médios de desgaste na região de transição sem saber o
desvio padrão associado é um erro que se deve evitar.
47
Figura 5.12. Coeficiente adimensional de desgaste médio segundo a carga normal
para as duas condições de pino ensaiadas.
9.2. Resultados de coeficiente de atrito.
A continuação são apresentadas as curvas de coeficiente de atrito contra
tempo para as condições ensaiadas. Na figura 5.13 são observados gráficos
característicos da cada condição de carga para os ensaios feitos com um pino
de 430HV. São identificados em cada condição os regimes clássicos de atrito:
o running-in e o regime permanente. Para um melhor analise do running-in é
observado na figura 5.14 os primeiros 500 segundos do ensaio. Como é
apresentado na literatura, o running-in é caracterizado por um aumento
progressivo do coeficiente de atrito nos primeiro segundos de contato
atingindo-se valores de até 0.9 para a condição de 35N. Para a condição de
20N não se observo um aumento significativo do coeficiente de atrito nos
primeiros instantes de contato. Após o running-in, os valores do coeficiente de
atrito variaram em uma faixa constante, abaixo dos valores do running-in,
denotando o regime permanente de atrito. Percebe-se que para a condição de
140N o regime permanente acontece depois de transcorridos quase 1000seg.
Também se percebeu uma diminuição da variação do coeficiente de atrito com
o aumento da carga normal,
48
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Pino 430HV
Tempo (seg)
Co
eficie
nte
de
atr
ito
()
10N 20N 35N 70N 140N
F
igura 5.13. Coeficiente de atrito em função do tempo para as diferentes condições de
carga para os ensaios realizados com pino de 430HV.
0 100 200 300 400 500
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0 Pino 430HV
Tempo (seg)
Coeficie
nte
de a
trito ()
10N 20N 35N 70N 140N
Figura 5.14. Coeficiente de atrito nos primeiros 500 segundos de ensaios com o fim
de analisar o running-in em ensaios com pino de 430HV.
49
.
Na figura 5.15 se encontra a curva de coeficiente de atrito em relação ao tempo
para a condição de pino de 586HV. Novamente se encontra o período de
running-in e regime permanente. No entanto, segundo a figura 4.16, o período
de running-in observado nesta condição foi mais curto comparado com a
condição de pino de 430 HV. Também se mostra a tendência que tem o
coeficiente de atrito de diminuir com aumento da carga normal
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Pino 586HV
Tempo (seg)
Coeficie
nte
de a
trito ()
10N 20N 35N 70N 140N
Figura 5.15. Coeficiente de atrito em função do tempo para as diferentes condições de
carga para os ensaios realizados com pino de 586 HV.
50
0 100 200 300 400
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Pino 586HV
Tempo (seg)
Co
eficie
nte
de
atr
ito
()
10N 20N 35N 70N 140N
Figura 5.16. Coeficiente de atrito nos primeiros 500 segundos de ensaios com o fim
de analisar o running-in em ensaios com pino de 586HV.
Finalmente, se apresenta na tabela 5.1 os coeficientes de atrito médios para
condição ensaiada quando se atingia o regime permanente. Para garantir que
se estava na região correspondente ao regime permanente, o coeficiente de
atrito médio foi calculado usando os dados dos últimos 500 segundos de cada
ensaio. Nesta tabela se identifica a tendência do coeficiente de atrito diminuir
com o aumento da carga normal, ainda que o valor correspondente a 30 N para
o pino de 430HV e o valor em 140N para o pino de 586HV parece romper com
esta tendência. Porém, se encontra que o aumento de dureza do pino diminuiu
o coeficiente de atrito em cada condição. Os resultados vão encontra da
primeira lei de Amontons e da tendência apresentada por Blau (BLAU, 2009)
do aumento de coeficiente de atrito com o aumento da carga normal.
51
Tabela 4.1. Coeficiente de atrito médio para as diferentes condições ensaiadas.
Carga(N) Pino 430HV Pino 586 HV
µ prom µ prom
10 0,66±0,03 0,61±0,05
20 0,36±0,02 0,52±0,02
35 0,51±0,03 0,54±0,03
70 0,48±0,12 0,45±0,04
140 0,37±0,03 0,56±0,07
52
Capítulo 6
10. Conclusões preliminares
As principais conclusões obtidas com o trabalho realizado no momento são as
seguintes.
O aumento da carga normal levou à transição de regime de desgaste
moderado a severo em ensaios de desgaste por deslizamento de pinos
de aço ABNT 4140 contra disco de aço ABNT H13. A caracterização da
superfície mostrou que o desgaste severo produziu marcas de
deformação plástica, resultando em uma superfície brilhante e rugosa.
No caso do regime moderado, se encontraram superfícies oxidadas e
lisas.
O aumento de dureza dos pinos deixando constante a dureza do disco
deslocou a região de transição de regime de desgaste moderado a
severo (T1) a maiores cargas normais. Este fato foi demonstrado a partir
do analise das taxas de desgaste e da aparência das superfícies
desgastadas
Nas cargas localizadas na região de transição, não é possível definir um
mecanismo de desgaste predominante dado que nesta região se tem
uma mistura dos mecanismos de adesão ou deformação plastica e do
mecanismo oxidativo. Esta região é especialmente sensível a pequenas
variações no sistema tribológico.
Mostrou-se que em baixas cargas normais, onde se teve um mecanismo
de desgaste predominantemente oxidativo, o aumento de dureza do pino
não gerou mudanças significativas no desgaste dos componentes em
contato.
53
Capítulo 7.
11. Próximas etapas.
Para as próximas etapas serão realizadas medidas de microdureza e
rugosidade dos materiais já ensaiados no momento com a finalidade de
caracterizar mais detalhadamente os mecanismos de desgaste atuantes.
Serão também caracterizados os óxidos usando espectroscopia Raman.
Serão também feitos umas serie de ensaios interrompidos com o fim de realizar
gráficos de taxa de desgaste contra tempo procurando identificar outras
possíveis transições ao longo do tempo. Além disso, serão feitos ensaios de
longa duração para cargas nas quais atue um mecanismo oxidativo com a
finalidade de analisar a estabilidade dos óxidos.
A continuação se apresenta um cronograma detalhando os passos a seguir.
Atividade Mês
out/13 nov/13 dez/13 jan/14 fev/14 mar/14 abr/14
Exame de qualificação
Ensaios interrompidos
Caracterização de materiais depois de testados
Analise dos resultados
Caracterização dos óxidos
Defesa dissertação de mestrado
Elaboração de artigos
54
Capitulo 8
8. Referencias
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