JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ - utfpr.edu.br · Figura 2.2. Posições da área de contato entre os...

UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA E DE MATERIAIS

PPGEM

JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ

COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE

CONTATO DE ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO

FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO

DISSERTAÇÃO

CURITIBA

2011

JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ

COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE

CONTATO DE ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO

FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO

Dissertação apresentada ao programa de Pós-graduação

em Engenharia Mecânica e de Materiais da Universidade

Tecnológica Federal do Paraná para obtenção do titulo de

Mestre em Engenharia

Área de concentração: Engenharia de Materiais

Orientador: Prof. Dr. Carlos Henrique da Silva

CURITIBA

2011

-

III

BLANCO, J.,COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE CONTATO DE

ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO,

2011, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e

de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 123p.

RESUMO

O ferro fundido nodular austemperado tem atraído consideravelmente a atenção nos últimos anos

devido a seu potencial para substituir os aços tratados termicamente para muitas aplicações na

engenharia. No conjunto dessas aplicações, as engrenagens de transmissão de potência ocupam um lugar

de destaque. Por isto, há a necessidade de desenvolver estudos em relação à utilização e o desempenho

de engrenagens fabricadas em FFNA. Esta dissertação tem como objetivo fazer um estudo comparativo da

resistência ao desgaste por fadiga de contato de engrenagens fabricadas em dois tipos de FFNA e o aço

AISI 4140, utilizando uma máquina de ensaios de fadiga de contato, a qual funciona com o princípio de

recirculação de potência.

Os ensaios de fadiga de contato foram realizados com engrenagens modificadas do tipo-C, em

dois estágio de carga: 135 N.m (running-in) e 302 N.m (pitting). Os ensaios foram lubrificados com óleo de

base natural ISO VG 100 e foi monitorada a temperatura do banho de óleo. Para compreender os

fenômenos envolvidos durante os ensaios foi realizada uma caracterização mecânica (ensaio de tração,

impacto e dureza) e metalográficas dos materiais.

Ao final dos ensaios foi possível identificar os mecanismo de danos decorrente do contato entre as

superfícies mediante o uso de microscopia eletrônica de varredura. Ao caracterizar a distribuição e

acumulação dos danos ao longo dos flancos ativos dos dentes, permitiu-se estabelecer uma taxa de danos

por número de ciclos, a qual foi utilizada como parâmetro na comparação dos materiais estudados.

Igualmente foram realizadas análises detalhadas de rugosidade e das trincas sub-superfíciais com o

objetivo de caracterizar o mecanismo de degradação da superfície e propagação e trincas dos materiais.

Os resultados experimentais mostraram que o FNAB apresentou o melhor desempenho à fadiga

de contanto, tendo menor taxas de danos de todos os ensaiados neste trabalho, este comportamento foi

influenciado fundamentalmente pela propriedade de energia absorvida ao impacto.

Palavras-chave: Aço AISI 4140, FFNA, Fadiga de contato, FZG.

IV

BLANCO, J.,COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE CONTATO DE

ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO,

2011, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e

de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 123p.

ABSTRACT

The austempered ductile iron (ADI) has attracted considerable attention in recent years due to its

potential to replace the heat-treated steel for many applications in engineering. In all these applications, the

power transmission gears occupy a prominent place. Therefore, there is a need to develop studies on the

use and performance of gears made of ADI. This dissertation aims to make a comparative study of

resistance to contact fatigue wear of gears manufactured from two types of ADI and AISI 4140 steel, using

a testing machine contact fatigue, which works on the principle of recirculating power .

The contact fatigue tests were performed with modified gear type-C, two stage load: 135 Nm

(running-in) and 302 Nm (pitting). The tests were lubricated with oil ISO VG 100 natural base and was

monitored the temperature of the oil bath. To understand the phenomena involved during the testing was

performed a mechanical characterization (tensile test, impact and hardness) and metallographic materials.

At the end of the test was possible to identify the pitting ou spalling resulting from contact between

the surfaces by using scanning electron microscopy. The characterizing of the distribution and accumulation

of damage over the active flanks of the teeth, allowed to establish a rate of damage per number of cycles,

which was used as a parameter in the comparison of the materials studied. Were also carried out detailed

analysis of roughness and subsurface cracks in order to characterize the mechanism of degradation of

surface and crack propagation.

The experimental results showed that FNAB showed the best performance to contact fatigue, has a

lower damage rates of all tested materials in this work, this behavior was primarily influenced by the

toughness.

Keywords: AISI 4140 steel, ADI, Contact Fatigue, FZG.

V

SUMARIO

RESUMO ....................................................................................................................................................... III

ABSTRACT ................................................................................................................................................... IV

LISTA DE FIGURAS ................................................................................................................................... VIII

LISTA DE TABELAS ..................................................................................................................................... XI

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ...................................................................................................... XIII

LISTA DE SÍMBOLOS ................................................................................................................................ XIV

1 INTRODUÇAO ..................................................................................................................................... 16

2 Revisão Bibliográfica ............................................................................................................................ 18

2.1 Engrenagens ............................................................................................................................... 18

2.1.1 Nomenclatura das engrenagens ........................................................................................... 19

2.1.2 Contato entre dentes de engrenagens .................................................................................. 20

2.1.3 Esforços aplicados em engrenagens .................................................................................... 23

2.2 MATERIAIS PARA ENGRENAGENS .......................................................................................... 24

2.2.1 Aços forjados ........................................................................................................................ 25

2.2.2 Aços fundidos ....................................................................................................................... 26

2.2.3 Ferro fundido ......................................................................................................................... 28

2.2.3.1 Ferro Fundido Cinzento - FFC ...................................................................................... 28

2.2.3.2 Ferro fundido Nodular - FFN ......................................................................................... 30

2.2.4 Ferro fundido nodular austemperado - ADI ........................................................................... 32

2.2.4.1 Classificação dos ADIs ................................................................................................. 33

2.2.4.2 Microestruturas do ADI ................................................................................................. 34

2.2.4.3 Tratamento térmico de austêmpera .............................................................................. 35

2.2.4.3.1 Austenitização ........................................................................................................... 35

2.2.4.3.2 Transformação isotérmica ......................................................................................... 36

VI

2.2.4.3.3 Janela do processo.................................................................................................... 37

2.2.4.3.4 Influência da temperatura de austêmpera ................................................................. 38

2.2.4.3.5 Influência dos elementos de Liga .............................................................................. 40

2.2.4.4 FFNA aplicados a engrenagens .................................................................................... 42

2.2.4.5 Propriedades do ADI ..................................................................................................... 43

2.3 TRATAMENTO TÉRMICO EM ENGRENAGENS ....................................................................... 44

2.3.1 Introdução ............................................................................................................................. 44

2.3.2 Têmpera por indução ............................................................................................................ 45

2.3.2.1 Métodos de Tempera por indução ................................................................................ 46

2.3.2.2 Tempera e revenido ...................................................................................................... 47

2.3.2.3 Profundidade e dureza da camada endurecida ............................................................ 47

2.4 MODOS DE FALHA DE ENGRENAGENS .................................................................................. 48

2.4.1 Classificação dos modos de falha de engrenagens .............................................................. 48

2.4.2 Danos por fadiga ................................................................................................................... 50

2.4.2.1 Fadiga por flexão .......................................................................................................... 50

2.4.2.2 Fadiga de contato ......................................................................................................... 52

2.5 ENSAIO DE DESGASTE TIPO "FZG" ........................................................................................ 53

3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................................................... 56

3.1 MATERIAIS ................................................................................................................................. 56

3.2 FABRICAÇÃO DAS ENGRENAGENS ........................................................................................ 61

3.3 CARACTERIZAÇÃO DOS DENTES ........................................................................................... 63

3.3.1 Perfis evolvental modificado ................................................................................................. 63

3.3.2 Medição de rugosidade ......................................................................................................... 63

3.4 ENSAIO DE FADIGA DE CONTATO .......................................................................................... 66

3.4.1 Equipamento ......................................................................................................................... 66

VII

3.4.2 Seleção do óleo lubrificante .................................................................................................. 67

3.4.3 Montagem do tribômetro FZG-LASC .................................................................................... 68

3.4.4 Condições de carregamento ................................................................................................. 70

3.4.5 Tempo e temperatura de ensaio. .......................................................................................... 70

3.4.6 Metodologia do ensaio .......................................................................................................... 71

3.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA ...................................................................................................... 74

3.5.1 Preparação das amostras ..................................................................................................... 74

3.5.2 Microdureza .......................................................................................................................... 76

3.6 Condições de contato no perfil do dente ..................................................................................... 77

4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................................................... 79

4.1 Resistência ao desgaste ............................................................................................................. 79

4.2 Caracterização de danos ............................................................................................................. 82

4.3 Propagação de trincas na sub-superfícies .................................................................................. 90

4.4 Comparação AISI 4140 x FNAB .................................................................................................. 97

4.4.1 Rugosidade média em pinhões ............................................................................................. 97

4.4.2 Espessura de filme e coeficiente de atrito .......................................................................... 101

4.4.3 Pressão de contato de Hertz ............................................................................................... 103

5 CONCLUSÕES .................................................................................................................................. 104

6 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS .................................................................................... 106

7 REFERÊNCIAS .................................................................................................................................. 107

APÊNDICE A – Ensaios mecânicos ........................................................................................................... 110

APÊNDICE B – Perfis ................................................................................................................................. 116

APÊNDICE C – Condições de contato ....................................................................................................... 118

VIII

LISTA DE FIGURAS

Figura 2.1. Nomenclatura de engrenagens (dos Santos, 2003) .................................................................... 20

Figura 2.2. Posições da área de contato entre os dentes de uma engrenagem ao longo de um flanco ativo

de um dente reto ........................................................................................................................................... 20

Figura 2.3. Pontos característicos sobre a linha de engrenamento. ............................................................. 22

Figura 2.4. Pontos da linha de engrenamento. ............................................................................................. 22

Figura 2.5. Esforços aplicados em dentes de engrenagens (DAVIS, 2005) ................................................. 23

Figura 2.6. Camada cementada em dente de engrenagem (, 0,6%C, 0,37% de Mn, Si-1.6 e Cr-3.6)

(DAVIS,2005) ................................................................................................................................................ 25

Figura 2.7. Grafita laminar em uma matriz perlitica de ferro fundido cinzento (DAVIS,2005). ...................... 29

Figura 2.8. Micrografia de FFN: (a)Grafita esferoidal, sem ataque, em matriz de ferro fundido a 75x e (b)

com ataque quimico (picral) a 300x. O ataque revela que a matriz é composta de ferrita em volta dos

nódulos de grafita rodeado por uma matriz perlítica. (DAVIS,2005). ............................................................ 31

Figura 2.9. Comparação de propriedades mecânicas de nodulares austemperados com outras classes de

ferros fundidos nodulares (Guesser, 2009) ................................................................................................... 31

Figura 2.10. Relação entre Custo e Limite de Escoamento .......................................................................... 33

Figura 2.11. Efeito da microestrutura e de variáveis de processo sobre as propriedades mecânicas em

ferros fundido nodulares austemperados (Guesser, 2009). .......................................................................... 34

Figura 2.12. Microestrutura de ferro fundido nodular austemperado. Nódulos de grafita, matriz de ausferrita.

1000X. (Guesser, 2009) ................................................................................................................................ 34

Figura 2.13. Ciclo do tratamento de austêmpera (HAYRYNEN, 2002). ........................................................ 35

Figura 2.14. Influência da temperatura de austenitização nas propriedades mecânicas do FFNA

(KOVACS, 1991) ........................................................................................................................................... 36

Figura 2.15. Representação esquemática da janela de austêmpera (BALZER, 2003) ................................. 38

Figura 2.16. Janela de processo como uma função da temperatura de austêmpera para temperatura de

austenitização de 900 ºC (ELLIOTT, 1997). ................................................................................................. 39

Figura 2.17. Diagrama TTT mostrando o efeito da adição de cobre e de molibdênio na temperabilidade de

ferro fundido nodular não ligado. (MAGALHÃES, 1995), .............................................................................. 40

IX

Figura 2.18. Diagrama TTT de um FFNA ligado para diferentes teores de molibdênio (3.3%C, 2.6% Si,

0.3%Mn) (MAGALHÃES, 1995). ................................................................................................................... 41

Figura 2.19. Resistência à fadiga de contato determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de

materiais (GUESSER, 1985)......................................................................................................................... 43

Figura 2.20. Resistência à fadiga por flexão determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de

materias (Guesser, 1985) ............................................................................................................................. 44

Figura 2.21. Custos para a fabricação de uma engrenagem. (DAVIS, 2005) ............................................... 44

Figura 2.22. Métodos básicos têmpera por indução de engrenagens (RAKHIT, 2000) ................................ 46

Figura 2.23. Superfícies de fratura visíveis de uma coroa de FFNA, na qual ocorreu a ruptura de três

dentes por defeito de fadiga de flexão. (MAGALHÃES 2002). ...................................................................... 51

Figura 2.24. Precença de pitting em um dente de uma engrenagen helecoidal (DAVIS,2005) .................... 52

Figura 2.25. Perfis de dentes do pinhão e coroa de engrenagens: (a) FZG tipo A e (b) FZG tipo C.

(MAGALHÃES 2002). ................................................................................................................................... 55

Figura 3.1. Macrografia e micrografia do pinhão de aço AISI 4140 dente C.(a) camada temperada, (b)

microestrutura da camada temperada (martensíta, ataque nital, (c) microestrutura da camada temperada

(martensíta), (d) microestrutura do núcleo do dente ..................................................................................... 60

Figura 3.2. (a) Ferramenta utilizada no processo de shaving, (b) superfície do flanco dos dentes após

processo de shaving (Koda, 2009). .............................................................................................................. 61

Figura 3.3. Identificação dos corpos-de-prova. ............................................................................................. 62

Figura 3.4. Marcações dos dentes das engrenagens. .................................................................................. 62

Figura 3.5. Controle dimensional. (a) imagem de um perfil projetado; (b) desenho teórico de um perfil de

engrenagem tipo C. ...................................................................................................................................... 63

Figura 3.6. Direção axial das medições de rugosidade do flanco dos dentes. .............................................. 64

Figura 3.7. Perfis de rugosidade em estado de fornecimento: (a) AISI 4140 (b) FNAB e (c) FNAN. ............ 65

Figura 3.8. Componentes do tribômetro FZG-LASC. .................................................................................... 66

Figura 3.9. Vista superior do tribômetro FZG-LASC. .................................................................................... 69

Figura 3.10. Metodologia de ensaio de fadiga de contato utilizando o tribômetro FZG-LASC. ..................... 72

Figura 3.11. Sistema utilizado para aquisição de imagens. .......................................................................... 73

Figura 3.12. Medição de área afetada por pitting usando o Solid Edge. ....................................................... 73

X

Figura 3.13. Cortes para metalografia e medição de dureza e microdureza: (a) primeiro corte radial (b)

cortes axiais. ................................................................................................................................................. 74

Figura 3.14. Esquema de montagem de amostras em baquelite. ................................................................. 75

Figura 3.15. Esquema das quatro regiões de medições de microdureza realizadas. ................................... 76

Figura 4.1. Taxa de dano (A%/ciclos) dos materiais estudados ................................................................... 81

Figura 4.2 – Engrenagem de FANB com dente fraturado. (a) vista lateral mostrando a presença de pitting,

(b) superfície de fratura do dente. ................................................................................................................. 83

Figura 4.3. Danos superficiais no FNAN após ensaio ................................................................................... 84

Figura 4.4. Danos superficiais no FNAB após ensaio ................................................................................... 86

Figura 4.5. Danos superficiais no aço AISI 4140 após ensaio ...................................................................... 88

Figura 4.6. Trincas próximas á superfície de contato dos dentes de engrenagens (amostra com ataque

químico de Nital 3%). (a) FNAB e (b) FNAN. ............................................................................................... 96

Figura 4.7. Rugosidade média dos flancos em função do número de ciclos. ............................................... 98

Figura 4.8. Altura média das asperezas dos flancos em função do número de ciclos. ................................. 99

Figura 4.9. Espaçamento entre picos das asperezas dos flancos em função do número de ciclos. ........... 100

Figura 4.10 – Parâmetro de filme () ao longo do perfil do dente do pinhão. (a) Após o período de running-

in, (b) após o 6º estágio de pitting. .............................................................................................................. 102

Figura 4.11 – Coeficiente de atrito () ao longo do perfil do dente do pinhão. (a) Após o período de running-

in, (b) após o 6º estágio de pitting. .............................................................................................................. 102

Figura 4.12 Máxima pressão de Hertz ao longo do perfil do dente do pinhão para o AISI 4140 e FNAB. .. 103

XI

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1. Elementos Básicos de Engrenagens (Pezzano e Klein, 1957) .................................................. 21

Tabela 2.2. Composição química de aços para endurecimento de superfícies, (DAVIS,2005). ................... 27

Tabela 2.3. Mínimas durezas e resistência à tração requerida para ferro fundido cinzento (ASTM A48). .... 29

Tabela 2.4. Propriedades mecânicas requeridas para ferros fundidos nodulares. (ASTM A 536) ................ 30

Tabela 2.5. Classificação dos FFNAs (ASTM 897-90). ................................................................................. 33

Tabela 2.6. Elementos de ligas recomendados para FFNA (HAYRYNEN, 2002) ......................................... 40

Tabela 2.7. Freqüências de correntes recomendadas para tempera por indução (RAKHIT, 2000) .............. 46

Tabela 2.8. Freqüências de correntes versus profundidade da camada (RAKHIT, 2000) ............................ 47

Tabela 2.9. Nomenclatura dos modos de falhas de engrenagens recomendado pela AGMA ...................... 49

Tabela 2.10. Terminologia usada para descrever os mecanismos de falha por fadiga de contato.

(DAVIS,2005) ................................................................................................................................................ 53

Tabela 2.11. Principais características geométricas de engrenagens FZG. (MAGALHÃES 2002). .............. 55

Tabela 3.1. Composição química dos ferros fundidos utilizados nos ensaios de fadiga de contato de

engrenagens. (% peso) ................................................................................................................................. 57

Tabela 3.2. Microestruturas dos ferros fundidos nodulares .......................................................................... 58

Tabela 3.3. Caracterização dos nódulos dos ferros fundidos nodulares. ...................................................... 59

Tabela 3.4. Composição química nominal do aço AISI 4140 (% em peso)..... Error! Bookmark not defined.

Tabela 3.5. Valores de propriedades mecânicos dos materiais ensaiados ................................................... 61

Tabela 3.6. Parâmetros utilizados nas medições de rugosidade .................................................................. 64

Tabela 3.7. Parâmetros de rugosidade das engrenagens no estado de fornecimento. ................................ 65

Tabela 3.8. Principais elementos do equipamento FZG-LASC e suas funções. ........................................... 67

Tabela 3.9. Propriedades do óleo ISO VG 100 ............................................................................................. 68

Tabela 3.10. Estágios de cargas utilizados no ensaio de fadiga de contato ................................................. 70

Tabela 3.11. Tempos para inspeção visual dos flancos dos dentes para cada material............................... 71

XII

Tabela 3.12. Parâmetros utilizados na politriz semi–automática. ................................................................. 75

Tabela 3.13. Parâmetros para as medições de microdureza ........................................................................ 77

Tabela 3.14. Dados de entrada do sistema .................................................................................................. 77

Tabela 3.15. Características da análise do sistema ...................................................................................... 78

Tabela 3.16. Rugosidade média Ra (m) do perfil dos dentes após as etapas de running-in e pitting 6. .... 78

Tabela 4.1. Resultados dos ensaios de fadiga de contado em engrenagens. .............................................. 79

Tabela 4.2. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes das coroas (corte radial) em três diferentes

regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo ............................................................................................ 91

Tabela 4.3. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes dos pinhoes (corte radial) em três diferentes

regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo. ........................................................................................... 92

Tabela 4.4. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes das coroas (Corte Axial) em três diferentes


Tabela 4.5. propagação de trincas sub-superficiais nos dentes dos pinhões (Corte Axial) em três diferentes


XIII

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

ASM American Society for Metals ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas ASTM American Society for Testing and Materials AGMA American Gear Manufacturers Association ADI Ferro Fundido Nodular Austemperado AISI American Iron and Steel Institute BCIRA British Cast Iron Research CAD Computer Aided Design DAMEC Departamento Acadêmico de Mecânica DIN Deutsche Ingenieur Normen EHD ou EHL Regime de Lubrificação Elastohidrodinâmica FFC ferros fundidos cinzentos FFNA Ferro Fundido Nodular Austemperado ADI 1 Ferro Fundido Nodular Austemperado ADI 2 Ferro Fundido Nodular Ferrítico/Perlítico FFN Ferro fundido nodular FZG Forschungsstelle für Zahnräder und Getriebebau HB Dureza Brinell HRc Dureza Rockwell C HPSTC highest point of single tooth contact ISO International Standard Organization LASC Laboratório de Superfície e Contato LFS Laboratório de Fenômenos de Superfície LPSTC lowest point of single tooth contact MC Macroscopia MO Microscopia Ótica MEF Método dos Elementos Finitos MEV Microscopia Eletrônica de Varredura PHC Pressão Hertziana de Contato PPGEM Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais - SAE Society of Automotive Engineers UTFPR Universidade Tecnológica Federal do Paraná

XIV

LISTA DE SÍMBOLOS

σy Limite de escoamento

a Distancia entre eixos A Direção da força de Rolamento

A Alongamento A% Área danificada

A%/N Taxa de danos b Largura

b Comprimento do contato axial C Cabeça do dente

c Compressão

C ɣ Teor de carbono da austenita retida De Diâmetro externo

Di Diâmetro interno

Dp Diâmetro primitivo

e Espessura do dente

E Módulo de elasticidade f Pé do dente

F Carga

h Altura do dente

hmin Espessura mínima do filme lubrificante

I Relação de transmissão

J Joules

λ Parâmetro de filme lc Comprimento de corte

LE Limite de escoamento lm Comprimento de medição

LR Limite de resistencia

m Coeficiente de atrito M Módulo

N Número de ciclos

Ø cp Diâmetro do corpo de prova

P Carga transversal (lb) ao filme de lubrificante p Passo

R Direção da força de atrito R Rolamento

R´ Raio de curvatura equivalente

XV

Ra Rugosidade média

Raeq Rugosidade média equivalente

Req Raio de curvatura equivalente Rk Rugosidade do núcleo do perfil

Rmax Rugosidade máxima

Rpk Rugosidade média dos picos acima da área de contato do perfil

Rq Rugosidade quadrática

Rvk Rugosidade média dos vales

Rz Rugosidade média dos cinco maiores picos

s Cisalhamento

SR Escorregamento máximo

T Tração

Tr Torção

U Velocidade média V Vão do dente

Vr Velocidade de rolamento

Wl Carga específica em N/mm X1 Desvio de geração (Pinhão)

X2 Desvio de geração (Coroa)

Xc Fator de recobrimento Xɣ Fração volumétrica da austenita

XL Tipo de Lubrificante Z1 Número de dentes

α Ângulo de pressão

αw Ângulo de pressão corrigido

ζ Coeficiente pressão-viscosidade.

ηo Viscosidade absoluta do lubrificante

ν Coeficiente de poisson

-

16

1 INTRODUÇAO

O ferro fundido nodular austemperado (em inglês ADI – Austempered Ductile Iron) é o resultado

do tratamento térmico de austêmpera em ferro fundido nodular, representando a classe de ferros fundidos

com as melhores combinações de valores de resistência mecânica e alongamento. Este material tem sido

utilizado para aplicações envolvendo impacto e desgaste (suporte de mola de caminhão e componentes de

transporte em mineração de carvão) ou ainda em aplicações com necessidade de resistência à fadiga e

desgaste, como as engrenagens (GUESSER e GUEDES, 1997).

Assim, o ADI tem atraído consideravelmente a atenção nos últimos anos devido a seu potencial

para substituir os aços tratados termicamente para muitas aplicações na engenharia. Entre suas

propriedades mecânicas se destacam a alta resistência e ductilidade, elevada resistência ao desgaste e

uma alta resistência à fadiga. Sua tenacidade à fratura é comparável a dos aços de médio e baixo carbono,

temperados e revenidos. Além disso, tem a vantagem de menor custo de matéria-prima, menor custo de

produção, baixa densidade, melhor usinabilidade e maior capacidade de amortecimento do que o aço-liga

a substituir.

A produção de ADI é baseada em ciclos de tratamento térmicos relativamente curtos e não requer

equipamentos complexos, sendo o consumo energético menor que o necessário para tratar termicamente

um aço de uso tradicional para fabricação de engrenagens. Estimam-se economias superiores a 50% na

redução dos custos energéticos associados à sua produção (HARDING, 1984 apud MAGALHÃES, 1995).

Em aplicações mecânicas, o ADI permite o uso de óleos lubrificantes de menor qualidade, devido a seu

baixo coeficiente de atrito. Também sua grande capacidade de amortecimento de vibrações, faz com que

engrenagens de ADI sejam mais silenciosas comparadas às de aços convencionais.

Atualmente desenvolvimento está sendo focado em posicionar o ADI como um material com vasto

campo de aplicações. Assim, autores como MARTINS (2011) comparou a perda da eficiência de

engrenagens fabricadas em ADI e em aço 20MnCr5 cementado, operando em diferentes velocidades

e cargas, lubrificado por diferentes tipos de óleos industriais. Já PUTATUNDA (2002) correlaciona as

condições de tratamento térmico e características microestruturais resultantes, tais como o teor

de austenita e o teor de carbono na austenita , para determinas os fatores que influenciam na tenacidade

à fratura deste material.

17

O LASC (Laboratório de Superfícies e Contato) da UTFPR tem como objetivo estudar a mecânica

do contato, contando com o tribômetro FZG-LASC para ensaio de engrenagens. O projeto “Estudo do

fenômeno de fadiga de contato utilizando equipamento de ensaio tribológico com engrenagens do tipo”

“power recirculation rig”, teve início em 2006, quando os alunos, Fábio Koda (mestrando do PPGEM) e

Gustavo Garbuio Brandalise (bolsista PIBIC), desenvolveram uma metodologia de ensaio capaz de

provocar os danos tradicionais nas superfícies das engrenagens (BRANDALISE, 2007)

No ano 2009, no trabalho de dissertação do aluno Fabio Koda, “Estudo da fadiga de contato em

engrenagens cilíndricas de dentes retos”, foram feitos estudos comparativos entre engrenagens de FFNA e

aço AISI 8620. Durante a análise dos resultados observou-se a necessidade de melhor compreensão das

características do FFNA (composição química, microestruturas e propriedades mecânicas).

Por esta razão no mesmo ano se teve início do trabalho “Influência das condições de tratamento

de austêmpera nas propriedades de ferros fundidos nodulares utilizados na fabricação de engrenagens”

pela aluna Elisa Seeling de Oliveira (bolsistas PIBIC). O trabalho teve como objetivo compreender as

características mecânicas do FFNA, utilizado nos ensaios de fadiga de contato em engrenagens, bem

como uma análise das possíveis influências dessas características nos danos causados pela fadiga,

relacionando as variáveis do processo de austêmpera com as microestruturas e as propriedades

mecânicas obtidas. Além de diferentes condições do tratamento térmico foram utilizadas também

diferentes composições químicas de ferro fundido, para avaliar a influência dos elementos de liga na

obtenção do FFNA

A partir dos resultados obtidos do trabalho anterior, se determinou a composição e o ciclo de

austêmpera para a fabricação de engrenagens de FFNA que foram ensaiadas por fadiga de contato no

tribômetro FZG-LASC neste trabalho. Deste modo, este trabalho apresentará o desenvolvido de um estudo

sobre fadiga de contato em engrenagens, com o objetivo de caracterizar resistência aos fenômenos de

pitting e spalling em engrenagens fabricadas em aço AISI 4140 temperado por indução e ferros fundidos

nodulares austemperados.

18

2 Revisão Bibliográfica

2.1 Engrenagens

As engrenagens são elementos de máquinas que transmitem movimento rotatório e potência,

mediante o contato sucessivo de seus dentes, constituindo-se em um método econômico de transmissão,

particularmente, se os níveis de potência e precisão são altos. Engrenagens têm sido usadas por mais de

três mil anos (DUDLEY, 1994) e são elementos importantes em todos os tipos de máquinas utilizadas nos

tempos atuais. As áreas de aplicação para as engrenagens são diversas e incluem, para citar alguns:

Engrenagens pequenas e de baixo custo para brinquedos;

Engrenagens para equipamentos de escritórios;

Engrenagens para eletrodomésticos;

Engrenagens para o setor automotivo e transporte;

Engrenagens aeroespaciais;

Engrenagens para indústria de petróleo e gás.

As engrenagens são formadas por duas rodas dentadas, das quais a maior se denomina coroa e a

menor pinhão. Este conjunto promove a transmissão de movimento rotativo desde um eixo de uma fonte

de energia (um motor de combustão interna ou motor elétrico) até outro eixo, situado a certa distância, que

tem que realizar um trabalho. Desta forma a roda que está conectada à fonte de energia é conhecida com

engrenagem motora e a outra roda conectada ao eixo que recebe o movimento do eixo motor denominam-

se engrenagem conduzida. Se o sistema é formado por mais de um par de engrenagens, denomina-se

trem de engrenagens.

Distintos materiais são utilizados na fabricação das engrenagens, entre os quais se destacam os

aços liga, os ferros fundidos, bronze, alumínio e materiais sintéticos (polímeros). Devido ao constante

rolamento e deslizamento entre as superfícies em contato, as engrenagens estão expostas a desgaste,

motivo pelo qual são endurecidas mediante tratamentos térmicos de endurecimento superficial, como é o

caso da cementação nos aços. Outra medida para evitar o desgaste é a lubrificação do par em contato.

Além de refrigerar os materiais em contato, também favorece a transmissão do movimento a velocidades

elevadas (MAAG,1963)

19

Dentre dos vários tipos de engrenagens existentes, um dos mais comuns são as engrenagens

cilíndricas de dentes retos, segundo SHIGLEY e MISCHKE (2008) este tipo de engrenagens são utilizadas

geralmente para velocidades periféricas de até 5m/s, quando o nível de ruído não constitui um fator

importante. Elas estão disponíveis em muitos tamanhos comerciais e apresentam um custo de produção

menor que outras engrenagens, especialmente se são fabricadas em pequenas quantidades.

Na atualidade, os métodos de desenvolvimento de mecanismos constituídos por engrenagens têm

avançado de forma considerável. Assim, por exemplo, pode-se encontrar aplicações aéreas, nas quais se

utilizam engrenagens com materiais leves, sob condições de elevadas cargas e velocidades.

Adicionalmente, as técnicas de análise estrutural, baseadas na aplicação de Métodos de Elementos

Finitos, permitem resolver os problemas de tensões e esforços dinâmicos, assim como o cálculo das

freqüências de ressonâncias para este tipo de engrenagens (DAVIS, 2005)

2.1.1 Nomenclatura das engrenagens

Esta seção tem como objetivo rever alguns dos termos utilizados na indústria das engrenagens, com o

objetivo de descrever o design e a geometria das mesmas. A Figura 2.1 apresenta esquematicamente a

nomenclatura de engrenagens.

Note-se que apenas os termos mais comuns são apresentados na Figura 2.1. Para informações

mais detalhadas sobre a nomenclatura das engrenagens, pode ser encontrada em diversas normas

publicadas pela American Gear Manufacturers Association (AGMA), especificamente na AGMA 1012-F90,

"Gear Nomenclature, Definitions of Terms with Symbols.” Na Tabela 2.1 são explicados os elementos

básicos das engrenagens, a simbologia adotada neste trabalho e o significado de cada elemento.

20

Figura 2.1. Nomenclatura de engrenagens (dos Santos, 2003)

2.1.2 Contato entre dentes de engrenagens

Em engrenagens de dentes retos, o contato ocorre em forma de um retângulo que atravessa todo

o flanco dos dentes, como mostra a Figura 2.2. Este contato ocorre sobre a superfície evolvental, e as

velocidades relativas entre as superfícies, geometria e força normal variam em todo instante. Danos

superficiais nos dentes é o resultado interação dos fatores anteriores citados na hora do contato, assim

como também, a potencia transmitida, a geometria das engrenagens, as propriedades dos materiais,

lubrificantes e finalmente o números de ciclos de solicitação. Denomina-se engrenagem motora à roda que

impõe o movimento, sendo a outra roda chamada de engrenagem movida.

Figura 2.2. Posições da área de contato entre os dentes de uma engrenagem ao longo de um flanco ativo de um dente reto

21

Tabela 2.1. Elementos Básicos de Engrenagens (Pezzano e Klein, 1957)

(Simbologia) Significado Explicação e cálculo

(De) Diâmetro externo É o diâmetro máximo da engrenagem. De = M (Z + 2).

(Di) Diâmetro interno É o diâmetro menor da engrenagem, também chamado de diâmetro de pé de dente ou diâmetro de dedendo.

(Dp) Diâmetro primitivo É o diâmetro intermediário entre De e Di. Seu cálculo exato é Dp = De – 2M.

(C) Cabeça do dente É à parte do dente que fica entre Dp e De, também chamada de adendo.

(f) Pé do dente É à parte do dente que fica entre Dp e Di, também chamada de dedendo.

(h) Altura do dente É a altura total do dente. h = 2,25 x M.

(e) Espessura de dente É à distância entre os dois pontos extremos de um dente, medido ao longo do Dp.

(V) Vão do dente É o espaço entre dois dentes consecutivos. Não é a mesma medida de e.

(p) Passo circular Medida que corresponde à distância entre dois dentes consecutivos, medida à altura do Dp. p = π. M

(M) Módulo Dividindo-se o Dp pelo número de dentes (Z), teremos um número que se chama módulo (M). Esse número é que caracteriza a engrenagem e se constitui em sua unidade de medida. O módulo é o número que serve de base para calcular a dimensão dos dentes.

( ) Ângulo de pressão Ângulo formado pela tangente comum às engrenagens em movimento e linha de ação do engrenamento.

O contato entre os dentes inicia-se na linha do diâmetro de base (ponto A da Figura 2.3) e termina no

ponto sobre a linha de diâmetro externo (ponto B) para a engrenagem motora, e vice-versa para a

engrenagem movida, dando origem à linha de engrenamento. O ponto I esta situado no diâmetro primitivo

e ocorre rolamento puro entre as superfícies.

22

Figura 2.3. Pontos característicos sobre a linha de engrenamento.

Segundo Imrek e Düzcükoglu (2006), nos ponto A e B da linha de engrenamento, a carga

suportada no dente é metade da magnitude, o que significa que mais de um dente estão em contato. Como

o engrenamento não é constante, há necessidade de definir os pontos C e D, os quais representam os

pontos no qual se inicia e termina o contato de apenas um só dente.

O ponto D é conhecido como HPSTC, highest point of single tooth contact e representa o

ponto mais alto de contato de apenas um dente, e fica acima da linha de diâmetro primitivo. Já o ponto C

se define como LPSTC lowest point of single tooth contact e representa o ponto mais baixo sobre o qual se

encontra em contato apenas um dente, localizado abaixo da linha de diâmetro primitivo. A Figura 2.4

mostra os pontos que definem o contato com um dente só.

Figura 2.4. Pontos da linha de engrenamento.

23

2.1.3 Esforços aplicados em engrenagens

Os esforços básicos aplicado em um dente de uma engrenagem são apresentados na Figura 2.5.

Muitas vezes, uma combinação de dois ou três tipos esforços são aplicados ao mesmo tempo. Geralmente

os esforços são de tração, compressão, torção e cisalhamento e podem se apresentar também

movimentos de rolamento ou deslizamento+rolamento na flancos dos dentes das engrenagens.

(a)

(b)

Figura 2.5. Esforços aplicados em dentes de engrenagens (DAVIS, 2005)

Para engrenagens de dentes retos, à medida que o dente se move ao longo do perfil de contato, uma

ação de deslizamento e rolamento tem lugar na interface do perfil. No diâmetro primitivo (DP), as tensões

são provocadas por rolamento puro. Acima do DP, há ação de rolamento e deslizamento, mas desta vez o

deslizamento será na direção oposta ao rolamento. É importante ressaltar que a ação sobre o perfil do

dente de contato é exatamente o mesmo que o dente carregado mas na ordem inversa (ver Figura 2.5- b).

Quando há uma lubrificação correta, não ocorrerá nas duas superfícies o problema da ação do

deslizamento. No entanto, na superfície irregulares, lubrificação insuficiente, dureza inadequada da

superfície, temperaturas elevadas e presenças de partículas estranhas (em geral provenientes do

desgaste), contribuirão para uma ruptura do filme de lubrificante durante o contato deslizante. Durante todo

o instante de contato entre os dentes das engrenagens, há uma tensão de tração na raiz do dente no lado

carregado e uma tensão de compressão na raiz do dente no lado oposto.

24

2.2 MATERIAIS PARA ENGRENAGENS

Uma grande variedade de ferros fundidos, materiais sinterizados, ligas de metais não ferrosos e

plásticos são utilizados para a fabricação de engrenagens. Mas os aços, devido à sua elevada resistência

e um custo relativamente baixo, são os materiais mais amplamente utilizados para fabricação de

engrenagens (DAVIS, 2005).

As maiorias das engrenagens são feitas de aços carbono e baixa liga. Em geral, os aços

selecionados para as aplicações das engrenagens devem satisfazer duas exigências básicas, que nem

sempre são compatíveis:

as que envolvem a fabricação e processamento e

o serviço a ser prestado ( solicitação mecânica)

O requisito de fabricação e processamento inclui usinabilidade, forjabilidade e a resposta a

tratamentos térmicos. Já os requisitos de serviços estão relacionados com a capacidade da engrenagem a

executar satisfatoriamente as condições de cargas para a qual foi concebida e, portanto, abranger todos os

requisitos de propriedades mecânicas, incluindo resistência à fadiga e resposta ao tratamento térmico.

(CHIRONS, 1967)

Uma dureza superficial adequada é uma exigência básica fundamental. Uma série de fatores

devem ser considerados para a fabricação de engrenagens com aços para endurecimento superficial:

Uma alta pressão de contato no dente pode gerar trincas na superfície;

Um núcleo não muito endurecido, não oferecerá um apoio adequado para a camada

endurecida; (capacidade de sustentação de carga)

Tensões de compressão na camada endurecida aumentam a sua resistência á fadiga,

enquanto, uma camada com alta dureza fornece uma elevada resistência ao desgaste;

Quanto menor seja a dureza do núcleo, mais elevadas são as tensões residuais de tração na

camada endurecida, e aumenta com a espessura da camada.

A seguir serão apresentados alguns dos tipos de materiais mais empregados para a fabricação de

engrenagens.

25

2.2.1 Aços forjados

Aço forjado é o termo genérico aplicados aos aços carbono e aço liga, que foram processados

para uma aplicação específica. Em geral, existem dois tipos de aços forjados para a fabricação de

engrenagens, o primeiro são os aços para endurecimento de superfícies e o segundo grupo são os aços

para endurecimento total. No primeiro grupo de aços podemos encontrar aços próprios para os processos

de cementação, nitretação e carbo-nitretação, que se caracterizam por ter um teor de carbono geralmente

não superior a 0,25% C. Estes aços são na maioria das vezes utilizados quando se precisa de grande

resistência ao desgaste, corrosão e fadiga em superfícies submetidas a intenso rolamento.

As superfícies geradas devem ser suficientemente dureza elevada para resistir ao desgaste e com

profundidade suficiente para evitar a ocorrência de fissuras. No caso dos dentes, a profundidade da

camada não deve exceder um sexto da espessura da base do dente (DOANE, 1989). A Figura 2.6 mostra

a estrutura típica de um aço de engrenagem cementado.

Figura 2.6. Camada cementada em dente de engrenagem (, 0,6%C, 0,37% de Mn, Si-1.6 e Cr-3.6) (DAVIS, 2005)

Alguns aços, padronizados pela SAE e AISI para cementação e usados para fabricação de

engrenagens são:

Aços carbono: 1015, 1018, 1020, 1022, e 1025;

Aços para usinagem facil: 1117 e 1118;

Aços liga: 4020, 4026, 4118, 4320, 4620, 4820, 5120, 8620, 8720 e 9310.

Em relação ao processo de endurecimento superficial por nitretação, geralmente são utilizados

aços de médio teor de carbono (temperado e revenido) que contem fortes elementos formadores de

26

nitretos, tais como alumínio, cromo, vanádio e molibdênio. Mas as camadas nitretadas mais duras são

conseguidas utilizando uma classe de aço liga (aços Nitralloy) que contem cerca de 1% Al. Quando estes

aços são nitretados, o alumínio forma partículas de AIN, as quais deformam a rede da ferrita e dificultam a

movimentação de discordâncias. (DOWLING, 1995)

Continuando com a classificação dos aços forjados, temos segundo grupo denominado, aços de

endurecimento total, que em virtude do seu elevado teor de carbono, dentes de engrenagens feitas nestes

aços possuem um núcleo com maior resistência do que engrenagens cementadas. No entanto, estes

engrenagens não são tão resistentes ao desgastes com são as engrenagens cementadas. A dureza na

superfície destas engrenagens pode variar de 300 a 575 HB, podendo ser endurecida pelos processos de

têmpera por indução ou têmpera por chama.

São tipicamente utilizados aços SAE-AISI tipos 1035, 1040, 1045, 1050, 1137, 1141, 1144 e 1340

para lograr camadas não muito profundas. Estes aços são resfriados em água, e são adequados para

engrenagens que exigem apenas forças leves e resistência ao impacto.

Para camadas mais profundas, é necessário aços com mais elementos de ligas, o que permite

maior temperabilidade do material e como conseqüência uma maior resistência do mesmo. São

comumente utilizados aços SAE-AISI 4140, 4042, 5140, 8640, 3140, 4140, 8740, 6145, 9840 e 4340. Estes

aços com características de maior temperabilidade e um teor de carbono de 0,35 a 0,50% são adequados

para engrenagens que exigem alta resistência ao desgaste e uma elevada capacidade de transmissão da

carga. Na Tabela 2.2 lista as composições de aços para endurecimento de superfície.

2.2.2 Aços fundidos

Aços fundidos são produzidos vazando aço liquido, na composição desejada, em um molde de

configuração desejada e permitindo que o aço solidifique. O material do molde pode ser de silicone, areia

de cromita, areia de olivina, grafite, metal ou cerâmica. A escolha do material do molde depende do

tamanho, complexidade, custo e precisão dimensional da fundição. Embora, o acabamento superficial e

precisão dimensional das peças variam de acordo com o tipo de molde, as propriedades do aço fundido

não são afetadas significativamente. (DAVIS, 2005).

27

Tabela 2.2. Composição química de aços para endurecimento de superfícies, (DAVIS, 2005).

Aço Condição

Tensão Máxima de Tração

Tensão de Escoamento Alogamento

% Estricção

% Dureza MPa Ksi Mpa Ksi Aço carbono

1015 Laminado a quente 345 50 190 27,5 28 50 101

Laminado a frio 385 56 325 47 18 40 111

1018 Laminado a quente 400 58 220 32 25 50 116

Laminado a frio 440 64 370 54 15 40 126


Laminado a frio 420 61 350 51 15 40 121


Laminado a frio 475 69 400 58 15 40 137


Laminado a frio 440 64 370 54 15 40 126


Laminado a frio 585 85 490 71 12 35 170

1045

Laminado a quente 565 82 310 45 16 40 163 Laminado a frio 625 91 530 77 12 35 179

Recozido, Laminado a frio 585 85 505 73 12 45 170 Esferoidizado, Laminado a frio 650 94 500 72,5 10 40 192


Laminado a frio 475 69 400 58 15 40 137


Laminado a frio 495 72 420 61 15 40 143

Aço de baixa liga

4130

Normalizado a 870°C 670 97 435 63 25,5 59,5 197 Recozido a 865°C 560 81 460 67 21,5 59,6 217

Temperado em água desde 855°C

e Revenido a 540°C 1040 151 979 142 18,1 63,9 302

4140



e Revenido a 540°C 1075 156 986 143 15,5 56,9 311

4150


Temperado em óleo desde 830°C

e Revenido a 540°C 1310 190 1215 176 13,5 47,2 375

4340

Normalizado a 870°C 1282 186 862 125 12,2 36,3 363 Recozido a 810°C 745 108 470 68 50 30 217

Temperado em óleo desde 800°C e Revenido a 540°C

1207 175 1145 166 45,9 45,9 352

5140



e Revenido a 540°C 972 141 841 122 18,5 58,9 293

8620 Normalizado a 915°C 635 92 360 52 26,3 59,7 183

Recozido a 870°C 540 78 385 56 31,3 62,1 149

8630

Normalizado a 870°C 650 94 425 62 23,5 53,5 187 Recozido a 845°C 565 82 370 54 29 58,9 156


e Revenido a 540°C 931 135 850 123 18,7 59,6 269

8740

Normalizado a 870°C 931 135 605 88 16 47,9 269 Recozido a 815°C 696 101 415 60 22,2 46,4 201


e Revenido a 540°C 1225 178 1130 164 16 53 352

9310 Normalizado a 890°C 910 132 570 83 18,8 58,1 269 HRB

Recozido a 845°C 820 119 450 65 17,3 42,1 241 HRB envelhecido 6 mm 2169 315 2135 310 7,7 35 55,1 HRB

28

No entanto, o aço fundido não apresenta efeitos de direcionalidade nas propriedades mecânicas

que são típicas de aços forjados. Essa característica não-direccional das propriedades mecânicas nos aço

fundido pode ser vantajosa quando as condições de serviço envolvem carregamento multidirecional.

O aço fundido, utilizado para engrenagens, são em geral, modificações dos aços padronizados

SAE-AISI. Comumente pode-se encontrar aços de endurecimento total como 1045, 4135, 4140, 8630,

8640 e 4340, e por tratamento termoquímicos (endurecidos superficial) os 1020, 8620 e 4320. As

composições de alguns aços fundidos são selecionadas pelo produtor de aço a fim de alcançar as

propriedades especificadas (DAVIS, 2005).

2.2.3 Ferro fundido

Os ferros fundidos são essencialmente ligas de ferro que contêm mais de 2% C e 1-3% Si.

Grandes variações nas propriedades podem ser conseguidas através da alteração do equilíbrio entre o

carbono e o silício, ligando-os com vários outros elementos metálicos ou não metálicos, e variando os

processos de fusão, fundição e tratamento térmico. Dois tipos de ferros fundidos são utilizados para a

fabricação de engrenagens: ferro fundido cinzento e ferro fundido nodular.

2.2.3.1 Ferro Fundido Cinzento

Os ferros fundidos cinzentos (FFC), referem-se à ampla classe ligas ferrosa normalmente

caracterizada por uma microestrutura de grafite lamelar em uma matriz de ferro (Figura 2.7). O FFC é em

essência uma liga de ferro, silício, manganês e carbono, que normalmente contêm de 2,5 a 4% de C, 1 a

3% de Si, e em caso de se desejar uma microestrutura especial, pode ter adições de manganês, com

teores tão baixos como Mn 0,1% em FFC ferrítico e altos, Mn 1,2%, em FFC perlíticos. Enxofre (S) e

fósforo (P) estão também presentes em pequenas quantidades, como impurezas residuais.

29

Figura 2.7. Grafita laminar em uma matriz perlitica de ferro fundido cinzento (DAVIS, 2005).

FFC utilizados para engrenagens são classificados pela sua resistência à tração (utilizando a

unidade de tensão em ksi) na norma ASTM A 48. Como mostrado na Tabela 2.3, estes ferros variam da

classe 20 (resistência à tração mínima de 138 MPa ou 20 ksi) para a classe 60 (resistência à tração

mínima de 414 MPa ou 60 ksi). Pode-se supor que com o aumento da resistência à tração, outras

propriedades como resistência ao desgaste, capacidade para ser usinado com um acabamento fino e

módulo de elasticidade também aumentem.

Tabela 2.3. Mínimas durezas e resistência à tração requerida para ferro fundido cinzento (ASTM A48).

Classe ASTM

Dureza Brinell

Resistência à tração MPa Ksi

20 155 140 20 30 180 205 30 35 205 240 35 40 220 275 40 50 250 345 50 60 285 415 60

FFC tem sido muito utilizado como material de engrenagem (DUDLEY, 1994). O ferro fundido

apresenta baixo custo, boa usinabilidade e pode ser obtido facilmente em qualquer forma desejada

requerida por uma engrenagem.

Engrenagens de ferro fundido geralmente mostram elevada resistência ao desgaste e muitas

vezes são menos sensíveis às insuficiências de lubrificação que as engrenagens de aço. O ferro fundido

apresenta também a qualidade de amortecimento.

30

Em contra-partida, os dentes de engrenagens de ferro fundido têm cerca de 3/4 da capacidade de

transmissão de carga na superfície em relação á uma engrenagem de aço com o mesmo diâmetro primitivo

e largura da face. Em relação a sua capacidade de resistência à flexão a relação é cerca de 1/3. (DAVIS,

2005).

2.2.3.2 Ferro fundido Nodular

O ferro fundido nodular (FFN), também conhecido com ferro fundido de grafite esferoidal, se

caracteriza por apresentar a grafite em forma de esferas. A Figura 2.8 apresenta micrografias de um FFN

sem ataque químico (Fig. 2.8a) onde pode se observar o formato da grafita esferoidal. Por causa dos

aditivos introduzidos antes da fundição do ferro fundido, a grafite cresce como esferas, em vez de qualquer

uma das formas de flocos características do ferro fundido cinzento. O FFN apresenta uma resistência

mecânica mais elevada e tem maior alongamento do que o ferro cinzento. No FFC, as grafitas em forma de

flocos atuam como concentradores de tensão, reduzindo a sua resistência ao impacto e resistência à

fadiga. Já os nódulos no FFN, provocam um menor efeito de concentrador de esforços, o que conduz a

uma ductilidade suficiente para apresentar alongamentos na faixa de 2 a 15%, dependendo da classe. A

resistência à fadiga do FFN pode aproximar-se do aço com valores de dureza equivalentes.

A maioria das especificações para o FFN utilizados para engrenagens se baseiam na suas

propriedades. Ou seja, resistência e/ou dureza é especificado para cada classe. Conforme demonstrado na

Tabela 2.4, a ASTM designa o grau de ferro fundido nodular incorporando os números que indicam a

resistência à tração (novamente na unidade ksi), Limite de Escoamento (ksi) e alongamento em

porcentagem (%).

Tabela 2.4. Propriedades mecânicas requeridas para ferros fundidos nodulares. (ASTM A 536)

Grau ASTM

Tratamento térmico recomendado e microestrutura

Dureza Brinell

Tensão Máxima de Tração

Tensão de Escoamento

Elongação em 50 mm,

(2in), % min MPa Ksi MPa Ksi

60-40-18 Recozido ferrítico 170 max. 415 60 275 40 18

65-45-12 Estado bruto ou

Recozido ferrítico-perlítico 156-217 450 65 310 45 12

80-55-06 Normalizado ferrítico-perlítico 187-255 550 80 380 55 6

100-70-03 Temperado e revenido perlítico 241-302 690 100 485 70 3

120-90-02 Temperado e revenido martensítico - 830 120 620 90 2

31

(a)

(b)

Figura 2.8. Micrografia de FFN: (a)Grafita esferoidal, sem ataque, em matriz de ferro fundido a 75x e (b) com ataque quimico (picral) a 300x. O ataque revela que a matriz é composta de ferrita em volta dos

nódulos de grafita rodeado por uma matriz perlítica. (DAVIS, 2005).

O FFN pode ser utilizado em seu estado bruto de fundição, ou pode ser tratado termicamente para

atingir uma ampla gama de níveis de resistência e de dureza. Os Tratamentos térmicos mais comuns são o

recozimento, a normalização seguida de têmpera, têmpera seguida de revenido, e também a austêmpera.

Na Figura 2.9 pode-se comparar a resistência e a ductilidade do ferro fundido nodular em estado bruto com

ferros fundidos nodulares tratados termicamente. Os níveis de dureza em FFN podem variar desde 160 HB

até valores superior a 300 HB.

Figura 2.9. Comparação de propriedades mecânicas de nodulares austemperados com outras classes de ferros fundidos nodulares (Guesser, 2009)

32

2.2.4 Ferro fundido nodular austemperado

O ferro fundido nodular austemperado , ou em inglês ADI (Austempered Ductile Iron), é o resultado

do tratamento térmico de austêmpera do FFN, representando a classe de ferros fundidos com as melhores

combinações de valores de resistência e alongamento (HARDING, 1984). Na Figura 2.9 verifica-se que o

ADI apresenta combinações de limite de resistência (L.R.) e alongamento muito superiores às dos

nodulares comuns. Esta combinação de propriedades permite então a utilização de ADI para aplicações

envolvendo solicitações intensas. (GUESSER, 2009)

A substituição de peças convencionalmente fabricada em aços por ADI tem como resultados

diversas vantagens, as quais têm promovido fortemente a aceitação destes materiais na indústria,

especificamente na indústria automotiva. A primeira razão econômica para uso do ADI é que o material de

base (ferro nodular) é mais barato que o aço, a segunda é que os ADIs são materiais de fundição, assim,

os produtos podem ser moldados, deixando os componentes com dimensões muito próximas das finais,

diminuindo consideravelmente uma quantidade de operações de usinagem, ferramentas e meios de

produção. O que resulta em uma significativa redução de custos do processo de produção quando são

comparados aos processos convencionais de usinagem de aço (HARDING, 1986.)

Segundo HARDING, 1986, outra vantagem significativa do uso deste material é o custo do seu

tratamento térmico, que é muito inferior ao dos tratamentos que são efetuados nos aços. A redução dos

custos associados a estes tratamentos podem atingir até cerca de 60% (HARDING, 1986). Normalmente

são utilizados equipamentos mais simples e as temperaturas utilizadas são mais baixas que as

temperaturas para endurecimento de aços.

A Figura 2.10 mostra a relação entre o custo de vários materiais e seu limite de escoamento,

mostrando que o ADI oferece-se como a melhor opção.

33

Figura 2.10. Relação entre Custo e Limite de Escoamento (DUCTILE IRON DATA FOR DESIGN ENGINEERS, 2007)

MAGALHÃES (2002) comenta que o ADI possui uma grande capacidade de amortecimento e tem

menor peso especifico que o aço, sendo 10% menos denso. Estas duas propriedades são de grande

importância para a maioria das aplicações. Engrenagens fabricadas neste material, por exemplo, são mais

leves e mais silenciosas que engrenagens de aço

2.2.4.1 Classificação dos ADIs

Os ADIs são classificados em classes de acordo com as suas propriedades mecânicas. A Tabela 2.5

apresenta a classificação segundo a ASTM.

Tabela 2.5. Classificação dos ADIs (ASTM 897-90).

Classe Limite de Resistência

(MPa)

Limite de Escoamento

(MPa)

Alongamento (%)

Energia de Impacto

(J)

Dureza (HB)

1 850 550 10 100 269 – 321

2 1050 700 7 80 302 – 363

3 1200 850 4 60 341 – 444

4 1400 1100 1 35 388 – 477

5 1600 1300 - - 444 – 555

As propriedades mecânicas dos ADIs são influenciadas principalmente pelas variáveis apresentadas

na Figura 2.11 (GUESSER, 2009). Portanto, a partir da escolha das variáveis do processo de tratamento

térmico podem-se obter as propriedades mecânicas desejáveis para uma determinada aplicação.

34

Figura 2.11. Efeito da microestrutura e de variáveis de processo sobre as propriedades mecânicas em ferros fundido nodulares austemperados (Guesser, 2009).

2.2.4.2 Microestruturas do ADI

O ADI apresenta uma matriz de ausferrita, obtida como o tratamento térmico de austêmpera. A

ausferrita é composta por finas agulhas de ferrita acicular e austenita estável (DUCTILE IRON DATA). A

Figura 2.12 apresenta um exemplo da microestrutura característica de um ADI.

Figura 2.12. Microestrutura de ferro fundido nodular austemperado. Nódulos de grafita, matriz de ausferrita. 1000X. (Guesser, 2009)

O ADI também é comumente chamado de “ferro nodular bainítico”, mas esta expressão não é a

adequada para ser designada para o ADI, já que não é usual que nestes materiais exista a presença de

bainita. A ferrita bainítica é constituída por ferrita acicular e carbonetos, este ultimo forma-se quando é

ultrapassado o tempo de austêmpera adequado, e assim, a ausferrita se transforma em bainita, originando

a precipitação de carbonetos.

35

2.2.4.3 Tratamento térmico de austêmpera

O tratamento térmico de austêmpera é constituído de uma etapa de austenitização, seguido de um

resfriamento até uma temperatura de austêmpera, etapa na qual se produz a transformação isotérmica e

finalmente um resfriamento final ate temperatura ambiente. A Figura 2.13 apresenta um diagrama

esquemático do ciclo do tratamento de austêmpera.

Figura 2.13. Ciclo do tratamento de austêmpera (HAYRYNEN, 2002).

2.2.4.3.1 Austenitização

Etapa na qual o material é aquecido até a temperatura de austenitização, normalmente entre 815 ºC e

950ºC, dependendo da composição química do material. O objetivo é alcançar uma homogeneização

progressiva do carbono na austenita, uma dissolução dos carbonetos existentes no material e diminuir a

microsegregações de elementos de ligas. (DODD, 1989)

Com o aumento da temperatura de austenitização se incrementa o teor de carbono na austenita, o que

resulta em tempos mais longos para se transformar em ausferrita, atrasando a primeira etapa do processo

de transformação. Outro efeito das altas temperaturas é que antecipa o inicio da segunda etapa de

transformação, resultando na presença considerável de martensita, a qual se formar nas regiões de

contorno de grão da austenita. Vale ressaltar que isto não é desejável para obter as propriedades

mecânicas mais adequadas.

Por outro lado, um prolongamento desta etapa conduz a um tamanho excessivo de grão, o que

provoca uma redução na ductilidade e tenacidade do material. (DODD, 1989). No entanto, a prolongação

do tempo ajuda a reduzir as micro-segregações de elementos de ligas presente no material. Assim, deve-

se ter um equilíbrio entre estes fatores para determinar o tempo desta etapa do tratamento.

36

A Figura 2.14 mostra como as variações de temperatura de austenitização afetam diretamente a

resistência a tração, ao impacto e a dureza do FFNA (KOVACS, 1991)

Figura 2.14. Influência da temperatura de austenitização nas propriedades mecânicas do FFNA (KOVACS, 1991)

O resfriamento após a etapa de austenitização tem que ser suficientemente rápido para evitar a

formação de perlita. Usualmente é realizado em banho de sais, o qual deve provocar uma extração rápida

e uniforme do calor em toda a peça a tratar.

2.2.4.3.2 Transformação isotérmica

É a etapa do tratamento na qual ocorrem as transformações microestruturais do material. É realizada

após a austenitização, e posteriormente é feito um resfriamento rápido até uma temperatura da ordem de

250º a 450ºC. O objetivo desta fase é permitir que a austenita se transforme isotermicamente em

ausferrita. Deste modo, o tempo necessário dependerá da quantidade de austenita que se pretende

transformar, da temperatura selecionada, da dimensão dos componentes e dos tipos de elementos de liga

presente no material (HARDING, 1986).

O processo de austêmpera pode ser dividido em dois estágios (BALZER, 2003). No estágio I a

austenita ( ) se decompõe em ferrita acicular ( acicular ) e na austenita de alto carbono ( alto carbono),

formando assim a ausferrita. A reação correspondente ao estagio I de transformação é descrita pela

Equação 2.1.

carbonoaltoacicular Equação 2.1

37

Neste estágio, a formação de ferrita ocorre pelo processo de nucleação e aumento do tamanho de

placas na interface grafita-austenita e nos contornos de grão. Simultaneamente ao crescimento a ferrita

libera carbono, que se aloja em solução sólida na austenita, a qual pode se saturar em função do tempo do

estágio. A saturação da austenita em carbono pode atingir valores entre 1,8% e 2,2% (MAGALHÃES ,

2002), o que reduz a temperatura de transformação martensítica (Ms), mantendo esta austenita saturada

estável à temperatura ambiente.

Com a manutenção do material à temperatura de austêmpera se da início ao segundo estágio de

transformação, o qual se caracteriza por decompor a austenita saturada de carbono em ferrita e

carbonetos, conforme como é descrito na equação 2.2. Esta microestrutura não é desejada já que o

material perde qualidade em suas propriedades mecânicas como a resistência à tração e a ductilidade.

carbonetosacicularcarbonoalto

Equação 2.2

Como já foi descrito a cima, a microestrutura desejada do ADI é a ausferrita, formada por ferrita

acicular e austenita de alto carbono. Esta é obtida no intervalo de tempo, entre o fim do estágio I e o inicio

de estágio II, este período é conhecido como janela do processo. (BALZER, 2003).

2.2.4.3.3 Janela do processo

A janela do processo é o intervalo que separa os dois estágios de transformação da austenita, no qual

se deve completar o estágio I, mas se deve evitar o início do estágio II. Neste intervalo é onde são obtidas

as melhores propriedades mecânicas do ADI e é mostrado esquematicamente na Figura 2.15. Quando o

tempo de tratamento é menor que t1 o estágio I não se completa, o que provoca insuficiente difusão do

carbono na austenita para estabilizar esta fase, e durante o resfriamento até a temperatura ambiente a

austenita não estável se transformará em martensita. A formação da martensita irá aumentar a resistência

e a dureza, mas diminuirá a ductilidade e tenacidade significativamente. (Ductile Iron Data for Design

Engineers) Para tempos maiores que t2 a austenita de alto carbono se decompõe formando carboneto,

fragilizando o metal.

38

Figura 2.15. Representação esquemática da janela de austêmpera (BALZER, 2003)

Em conclusão, tanto a martensita obtida para tempos curtos, quanto os carbonetos, gerados devido há

tempos longos, diminuem a ductilidade e a tenacidade do material. Portanto a escolha correta do tempo de

tratamento é muito importante para que se obtenham as propriedades desejadas. (SEELING, 2009)

Existe uma grande dificuldade para a obtenção de peças em ADI com espessuras variáveis, já que

pode acontecer que nas partes mais delgadas haja ocorrido o fechamento da janela do processo, e em

partes mais grossas ainda não ter completado o estágio I de reação (TARTERA,1985, apud

BLAZER, 2003).

2.2.4.3.4 Influência da temperatura de austêmpera

A temperatura de austêmpera determina a microestrutura final da matriz, por conseguinte, as

propriedades mecânicas finais do ADI. As faixas típicas de temperaturas utilizadas são 240 – 400ºC

(HAYRYNEN, 2002).

Para temperaturas mais altas de austêmpera, é formada a chamada ausferrita superior, que é

caracterizada por ser uma microestrutura grosseira com grande quantidade de austenita retida e sem

presença de carbonetos, o que produz um ADI com excelente ductilidade e propriedades mecânicas. Já na

faixa de temperaturas mais baixas, a microestrutura resultante é denominada ausferrita inferior, a qual é

mais refinada, apresentando maior quantidade e mais finas agulhas de ferrita, dando origem assim a um

39

material com elevada resistência mecânica e ao desgaste. Segundo GUEDES (1996), a temperatura de

transição que separa os dois tipos de ausferrita (superior e inferior) estaria em torno de 350 ºC .

Em tratamento com temperaturas acima de 350 ºC é pouco provável a formação de carbonetos,

devido à grande velocidade de difusão e solubilidade do carbono na austenita. Apresenta-se um 20% a 40

% austenita enriquecida em carbono, e o tamanho grande das agulhas de ferrita é atribuído, segundo

Putatunda (1998), ao maior engrossamento dos grãos de austenita em temperaturas mais elevadas. As

agulhas de ferrita em nucleação crescem até encontrar uma barreira, que são os contornos de grão da

austenita durante as fases iniciais.

Em temperaturas de austêmpera inferiores a 350ºC ocorre precipitação de carbonetos na interface

ferrita – austenita, devido à pouca difusão do carbono na austenita, provocando um elevado teor deste

elemento na ferrita, que como tempo faz precipitar carbonetos nas próprias placas de ferrita, sobrando

pouco carbono para enriquecer a austenita residual .

A temperatura utilizada na austêmpera tem grande influência na janela do processo. O aumento da

temperatura reduz a faixa de tempos para que o estágio 1 se complete, como pode ser visto na Figura 2.16

A partir de certa temperatura pode ocorrer o fechamento da janela de austêmpera, tornando impossível a

obtenção das propriedades ótimas acima dessa temperatura.

Figura 2.16. Janela de processo como uma função da temperatura de austêmpera para temperatura de austenitização de 900 ºC (ELLIOTT, 1997).

40

2.2.4.3.5 Influência dos elementos de Liga

Os principais elementos de liga para ADI são apresentados na Tabela 2.6. Estes elementos alteram

e/ou deslocam as regiões de formação dos diferentes produtos de transformação da austenita. Isto

possibilita a obtenção de matriz ausferrítica com menores velocidades de resfriamento; fato este muito útil

para peças de grande espessura.

Tabela 2.6. Elementos de ligas recomendados para FFNA (HAYRYNEN, 2002)

Limite recomendado (% em peso)

Manganês Máxima seção > 13mm – 0,35 Máxima seção < 13mm – 0,50

Cobre 0,80 máx. Níquel 2,00 máx.

Molibdênio 0,30 máx.

Os elementos de liga promovem um aumento na temperabilidade do material, evitando a formação de

perlita durante o resfriamento. No diagrama TTT do FFNA, as curvas são deslocadas para a direita com o

incremento dos elementos de liga, tal como é mostrado na Figura 2.17. Outro efeito dos elementos de liga

está no aumento da janela do processo, pois causam uma separação do final do estágio I e o início do

estágio II da reação de austêmpera (BALZER, 2003).

Figura 2.17. Diagrama TTT mostrando o efeito da adição de cobre e de molibdênio na temperabilidade de ferro fundido nodular não ligado. (MAGALHÃES, 1995),

Segundo BALZER (2003), os elementos de liga presentes no ADI podem ser divididos em dois grupos.

O primeiro grupo pode ser encontrado à esquerda do ferro (Fe) na Tabela periódica e são formadores de

41

carbonetos. Este grupo no qual se destacam o manganês, cromo, molibdênio e vanádio, segregam nos

contornos das grãos, gerado áreas ricas nesses elementos.

Silício, níquel, cromo, alumínio fazem parte do grupo II de elementos, e estão localizados ao lado

direito do ferro (Fe) na Tabela periódica e não formam carbonetos. Estes elementos segregam na interface

grafita/metal e também nas dendritas.

Adições de molibdênio influenciam na separação das áreas de reação perlítica e bainítica como é

mostrado na Figura 2.18. Isto permite obter uma estrutura ausferrítica em secções de diâmetros maiores.

Com adições 0,5 % deste elemento, garante-se a não formação de perlita no material, já valores acima

deste, pode gerar, por segregação, carbonetos eutéticos nos contornos das células de solidificações

(MAGALHÃES, 1995),

Figura 2.18. Diagrama TTT de um FFNA ligado para diferentes teores de molibdênio (3.3%C, 2.6% Si, 0.3%Mn) (MAGALHÃES, 1995).

O cobre tem uma influência menor que o molibdênio, sendo necessárias quantidades maiores

deste elemento para ter efeitos semelhantes ao do molibdênio. É importante acrescentar que o cobre não

evita a obtenção de perlita, por mais que seja aumentada a participação deste elemento na liga.

É possível também obter microestruturas ausferríticas com adições de níquel, mas estas devem

ser efetuadas em teores maiores que as de cobre. Altas porcentagens de níquel evita a formação de perlita

em componentes de grandes dimensões.

O teor de manganês influencia na temperabilidade do material, mas dever ser limitado a um

máximo de 0,6% devido a sua forte tendência à segregação e a formar carbonetos intercelulares na

estrutura.

42

O silício permite a formação de uma estrutura ausferrítica. O silício se concentra junto às células

eutéticas e inibe a formação de carbonetos no período de transformação isotérmica. Aumentando o teor de

silício de 2,4 para 3,8%, eleva-se também a resistência à tração, o limite de elasticidade e a resistência

mecânica, permanecendo quase que inalterado o alongamento (BALZER, 2003).

2.2.4.4 ADI aplicados a engrenagens

Desde meados dos anos setenta do século passado, as principais empresas produtoras de ADI,

começaram aplicar este material em componentes comercializados comumente, sobretudo em

componentes da indústria do automóvel. Nos EUA os veículos Pontaic passaram a ser equipados a partir

de 1977 com algumas engrenagens fabricadas em ADI, após teste satisfatórios realizados em taxis de três

cidades diferentes do pais. Desde 1982 a empresa General Motors adotou este material para engrenagens

que equipavam carrinhos e outros veículos. Também a Cadillac aplicou no seus modelos de tração

traseira engrenagens em ADI ( HARDING, 1984 apud MAGALHÃES, 1995)

Em estudos realizados na China, foi realizado uma extensa avaliação de desempenho em serviço de

engrenagens de ADI. Foram instaladas milhares de engrenagens em dez tipos de caminhões, trabalhando

em diferentes estradas e condições de tempo, por aproximadamente sete anos. Muitas engrenagens

estavam trabalhando em caminhões que haviam percorrido mais de 100.000 km, se apresentando, na

época de inspeção em boas condições, não tendo sido relatado qualquer tipo de falha no serviço

YICHENG (1981 apud GUESSER 1985).

A Cummings Engine Co. usou ADI em diversos componentes de motores diesel fabricados pela

empresa (bomba de óleo, bomba de combustível entre outros). Como resultado do intercâmbio entre esta

empresa e a George Fisher (Suíça), a Getrag (alemã) e a Lemont & Getrag (EUA) mais de 150.000

engrenagens fabricadas em FFNA se encontravam em serviço em setembro de 1985. As engrenagens

produzidas substituíram modelos fabricados em aço 4140 (endurecido por indução) e em aços AISI 1022

(forjado e cementado) (MAGALHÃES,1995).

Na França, a Renault desenvolveu testes que contemplaram o ADI tratado a 235ºC em substituição do

aço 17CD4 (Cr-Mo). Concluiu-se que, devidamente tratado com “shoot-peening”, o material era adequado

para a fabricação de pinhões onde fosse requerida uma capacidade de carga mediana (HARDING,1986

apud MAGALHÃES, 1995).

43

2.2.4.5 Propriedades do ADI

Com estudos satisfatórios de substituição de aços por ADI em diferentes aplicações, em especial em

componentes como engrenagens, foi necessário determinar valores de propriedades mecânicas relevantes

para possibilitar projetar esta classe de engrenagens em ADI. É sabido que estas propriedades dependem

da qualidade do material base, dos elementos de liga, tratamento térmico e tratamentos mecânicos

aplicados ao material.

JOHANSSON (1977) realizou ensaios para determinar a resistência à fadiga por flexão e de contato

em engrenagens produzidas em vários materiais. Foram utilizados ferros fundidos nodulares, dentre deles

o austemperado, além de aços fundidos e forjados.

Um trabalho semelhante foi desenvolvido pela British Cast Iron Research (BCIRA), também com

objetivo de fornecer informação para fabricação de engrenagens em ADI (HARDING, (1984 apud

MAGALHÃES, 1995) Os resultados obtidos nos trabalhos citados acima são apresentados nas figuras 2.19

e 2.20 .

Figura 2.19. Resistência à fadiga de contato determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de materiais (GUESSER, 1985)

Como é mostrado na Figura 2.19, o ADI apresenta uma resistência à fadiga de contato superior às

outras classes de ferros fundidos nodulares, aços fundidos, aços não ligados e de baixa liga. Também se

pode observar que o ADI tem resultados semelhantes a alguns aços forjados nitretados. No que se refere à

resistência á fadiga por flexão (aspecto também muito importante para engrenagens), a Figura 2.20 mostra

44

que o FFNA tem um comportamento similar a aços forjados cementados e nitretados e bem superior que

outros ferros fundidos nodulares.

Figura 2.20. Resistência à fadiga por flexão determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de materias (Guesser, 1985)

2.3 TRATAMENTO TÉRMICO EM ENGRENAGENS

2.3.1 Introdução

O tratamento térmico é um dos passos mais importantes na fabricação de engrenagens, sua

contribuição é de vital importância para o controle dos custos, durabilidade e confiabilidade. Como é

mostrado na Figura 2.21, o tratamento térmico representa cerca de 30% do custo na produção de uma

engrenagem, e se não for compreendido e controlado devidamente, pode ter um impacto significativo em

todos os aspectos do processo de fabricação da engrenagem.

Figura 2.21. Custos para a fabricação de uma engrenagem. (DAVIS, 2005)

45

Dentre os diversos tipos de tratamentos térmicos e termoquímicos realizados em engrenagens,

para melhorar alguma característica específica, pode-se citar: recozimento, normalização, alívio de

tensões, tempera, cementação, nitretação e tempera superficial. Devido á importância da têmpera

superficial realizada pelo método da indução, serão apresentadas a seguir algumas características deste

tratamento superficial.

2.3.2 Têmpera por indução

Quando se deseja endurecer uma engrenagem apenas na superfície, sem alterar a composição

química das camadas superficial, é comum a utilização do processo de têmpera por indução. É possível

fazê-lo por um aquecimento muito rápido, utilizando o princípio da indução eletromagnética por um curto

período, condicionando assim a superfície para endurecimento por têmpera, desde que o aço usado

contenha carbono suficiente para responder ao endurecimento. (RAKHIT, 2000)

Neste processo, o aquecimento rápido é gerado por indução eletromagnética, quando uma

corrente de alta freqüência é passada através de uma bobina em torno de uma engrenagem. A

profundidade da zona aquecida se estende dependendo da freqüência da corrente e da duração do ciclo

de aquecimento. Por causa de um fenômeno elétrico chamado efeito pelicular (skin effect), a profundidade

da área aquecida é inversamente proporcional à freqüência utilizada. Isso significa que quanto mais fina

seja a camada a ser endurecida, maior a freqüência de corrente é necessária. (RAKHIT, 2000)

O tempo necessário para aquecer as camadas superficiais para além da faixa de transformação do

material é questão de poucos segundos. No final do ciclo de aquecimento, o aço geralmente é temperado

por jatos de água que passa através das bobinas indutor seletivo e, portanto, o endurecimento, é realizado

através de um design adequado das serpentinas ou blocos do indutor. (RAKHIT, 2000)

Uma grande variedade de materiais podem ser endurecidos por indução, incluindo aços carbono e

liga (fundidos e forjados), aços inoxidáveis, martensíticos, e ferros fundidos nodular, maleável e cinzento.

Geralmente, os aços com teor de carbono entre 0,35 e 0,50% são adequados para têmpera por indução.

Os aços-liga com mais de 0,5% de carbono são suscetíveis a gerar trincas (RAKHIT, 2000) Alguns dos

materiais de engrenagem mais comuns, que oferecem camadas aceitáveis e boas propriedades do núcleo

após o endurecimento por indução, são aços AISI 1040, 1050, 4140, 4340, 5150.

46

2.3.2.1 Métodos de Tempera por indução

Existem dois métodos básicos têmpera por indução de engrenagens: o endurecimento por bobina

de indução e endurecimento dente a dente (ou por contorno). No endurecimento por bobina é usado um

indutor circular, e os dentes são endurecidos das pontas para baixo. Este método é geralmente limitado

para engrenagens com passo diametral inferiores a 51/" ( módulo = x mm). Já os parâmetros de diâmetro

máximo (De) e a largura da face do dente (F) são os principais limitantes do processo, que depende do

diâmetro das bobinas e da capacidade de kW do equipamento.

Figura 2.22. Métodos básicos têmpera por indução de engrenagens (RAKHIT, 2000)

O método de endurecimento por contorno pode ser aplicado a quase qualquer tamanho de

dente.No entanto, para as engrenagens com passos diametrais aproximadamente de 161/" ( módulo = x

mm) e menores, este método não produz resultados satisfatórios. Em tais casos, o método da bobina de

indução é o mais recomendado.

Conseguir uma adequada temperatura superficial é um passo critico do processo da tempera por

indução, que vai depender da precisão do aquecimento. Este último fator vai depender de um rigoroso

controle de parâmetros como o design da bobina, a entrada de calor e tempo de ciclo. Um baixo

aquecimento tem como resultado uma baixa dureza e pouca profundidade da camada desejada. O

superaquecimento pode causar trincamento. Para um aquecimento eficaz, as freqüências utilizadas para

diferentes passos diametrais de engrenagens são apresentadas na Tabela 2.7.

Tabela 2.7. Freqüências de correntes recomendadas para tempera por indução (RAKHIT, 2000)

Passo diametral Freqüência (KHz)

20 500-1000

10 300-500

8 300-500

6 10-500

4 6-10

2 6-10

47

2.3.2.2 Tempera e revenido

Após o aquecimento por indução, o calor da peça deve ser removido de forma rápida e uniforme

para obter a dureza desejada. A tempera é feita em um meio de resfriamento, capaz de produzir uma

dureza aceitável, mas evitando o trincamento. Usualmente são utilizados com meio de resfriamento a

água, o óleo solúvel, os polímeros, o óleo e o ar. Para o método de bobina de indução, geralmente as

peças são temperadas em um anel refrigeração ou em um meio de refrigeração agitado. Já no método de

endurecimento por contorno, o equipamento consta de um sistema de refrigeração seguido do indutor, mas

também as engrenagens podem ser submersas em um meio de resfriamento.

O revenimento é executado somente quando especificado. No entanto, é uma boa prática revenir

após a têmpera para aumentar a resistência e reduzir a tensão residual e a susceptibilidade a trincas.

2.3.2.3 Profundidade e dureza da camada endurecida

Ao longo do endurecimento superficial por indução, deve-se ter presente dois parâmetros

importantes que são: a freqüência e a densidade de potência de energia elétrica e o tempo de duração;

estes acabam controlando a dureza da superfície e profundidade da camada. A dureza superficial também

é função do teor de carbono, elementos de liga, massa da engrenagem e parâmetros específicos da

tempera.

Geralmente a dureza atingida está na faixa de 53 a 55 HRc. A dureza do núcleo é estabelecida

pela têmpera e revenido antes do endurecimento por indução. A Tabela 2.8 mostra as profundidades das

camadas normalmente obtidas com o processo de têmpera por indução.

Tabela 2.8. Freqüências de correntes versus profundidade da camada (RAKHIT, 2000)

Freqüência, KHz Profundidade da camada, mm (in)

3 3,81 (0,150)

10 1,52 - 2 (0,06 – 0,08)

500 0,51 - 1 (0,02 – 0,04)

1000 0.25 – 0.51 (0.01 – 0.02)

48

2.4 MODOS DE FALHA DE ENGRENAGENS

Engrenagens podem falhar de muitas maneiras diferentes. Com exceção de um aumento no nível

de ruído e vibração; muitas vezes não há como perceber os danos e a propagação destes até que uma

falha total ocorra. Em geral, cada tipo de falha deixa indícios característicos nos dentes da engrenagem, e

uma análise detalhada geralmente fornece informação suficiente para estabelecer a causa da falha. Apesar

da variedade de maneiras em que as engrenagens falham, devido á grande preocupação no

dimensionamento destes componentes, falhas no serviço de engrenagens são relativamente raras

(ALBAN, 1985)

2.4.1 Classificação dos modos de falha de engrenagens

Os modos de falha de engrenagens podem se classificadas de diferentes maneiras. A Tabela 2.9,

desenvolvida pela AGMA, apresenta uma classificação com 36 diferentes modos de falha em

engrenagens, optou-se por manter os termos técnicos em inglês, por serem eles mais representativos no

momento e estão dívidas em sete grandes categorias:

Desgaste

Deformação plástica

Fadiga de contato

Ruptura (trincas)

Fratura

Fadiga por flexão

Trincamento

MERRIT (1971), em seu estudo “Gear Engineering”, apresenta vinte e cinco motivos pelos quais os

dentes de uma engrenagem pode se deteriorar quando esta em serviço. Entre os motivos mais importantes

se destaca as condições reais de funcionamento da engrenagem, que ao longo do funcionamento superam

as perspectivas para quais foi projeta, tendo como causas erros na concepção, onde não se teve presente

possíveis vibrações imprevista e/ou sobrecargas no sistema.

49

Tabela 2.9. Nomenclatura dos modos de falhas de engrenagens recomendado pela AGMA

Categoria Modos de falha

Wear Adhesion Abrasion Polishing Corrosion Fretting Corrosion Scaling Cavitation Erosion Elictrical Discharge Rippling (a)

Scuffing Mild Scuffing Moderate Scuffing Severe Scuffing

Plastic deformation Indentation Cold Flow Hot Flow Rolling Tooth hammer Rippling (a) Ridging Burr Root Fillet Yielding Tip-to-root interference

Contact Fatigue Pitting(macropitting) Initial Progressive Flake Spall

Micropitting Subcase fatigue

Cracking Hardening craks Grinding craks Rim and web cracks Case/core separation Fatigue cracks

Fracture Brittle fracture Ductile Fracture Mixed mode fracture Tooth shear Fracture after plastic deformation

Bending Fatigue Low-eyele fatigue

High-eyele fatigue

Root Fillet cracks

Profile cracks

Tooth end cracks

ALBAN (1985) classificou as falhas de engrenagem em quatro grupos:

Fadiga: contato superficial (pitting e spalling), contato de rolamento, flexão e fadiga térmica;

Impacto: Flexão, cisalhamento, lascamento e torção;

Desgaste: Abrasivo e Adesivo;

Ruptura: Externa e interna.

50

Errichello (1992) classificou as falhas de engrenagem em dois grandes grupos:

Falhas relacionadas pela falha na lubrificação (incluem sobrecarga e flexão);

Falhas relacionadas com a presença de lubrificação (incluem fadiga Hertziana, desgaste e

scuffing).

Considerando que neste trabalho o tipo de dano estudado está relacionado com o fenômeno da

fadiga, serão apresentadas a seguir informações sobre este tipo de dano, muito comum nas engrenagens.

2.4.2 Danos por fadiga

A fadiga é uma redução gradual da capacidade de carga do componente, pela ruptura lenta do

material, conseqüência do avanço infnisitesimal das fissuras que se formam no seu interior. As cargas

variáveis, sejam cíclicas ou não, fazem com que ao menos alguns pontos, apresentem deformações

plásticas também variáveis com o tempo. Estas deformações levam ao material a uma deterioração

progressiva, dando origem a uma trinca, a qual se propaga até atingir um tamanho critico suficiente para a

ruptura final do componente. (1,Apostila fadiga)

2.4.2.1 Fadiga por flexão

As origens das falhas por fadiga por flexão são normalmente imperfeições na superfície da raiz do

dente (marcas de usinagem) ou inclusões não metálicas presentes próximos á superfície. Para aços

carbono, geralmente usado para a fabricação de engrenagens, quando a trinca chega a seu tamanho

crítico, ela se propaga fragilmente e provoca a fratura na raiz do dente da engrenagem

Este tipo de falha tem uma natureza progressiva e resultam da propagação de trincas provocadas

pela indução de tensões que ultrapassam o valor limite de resistência à fadiga do material, podendo ser

muito inferiores à própria tensão de cedencia do material (MAGALHÃES 2002).

Também é possível que as trincas sejam geradas por sobrecargas aplicadas inesperadamente na

engrenagem, igualmente pode ser provocadas por tensões cisalhantes subsuperficiais, neste caso a trinca

é gerada no interior do material, quase sempre devido pequenos defeitos da estrutura metalúrgica do

51

material. Finalmente outros fatores que podem determinar a ocorrências desta trincas são um mal

dimensionamento da engrenagem, erro de alinhamento entre os dentes, defeitos no perfil do dente

causando uma deficiente distribuição de carga.

MAGALHÃES (2002) apresenta na Figura 2.23, a superfície de fratura de três dentes de uma

engrenagem de ADI. Distingue-se a presença de um defeito metalúrgico (rechupe) (1) que se estende em

uma extensão superior à da largura da base de um dente, o defeito intercepta o pé do dente I (2) e,

provavelmente foi o local de iniciação da trinca de fadiga por flexão. Nas zonas escuras (3) a trinca teve um

crescimento progressivo e finalmente a zonas claras (4), onde ocorreu a ruptura final dos dentes, a fratura

é predominantemente frágil. Este exemplo mostra como pode ser grave a presença de defeitos na matriz

do um material, neste caso ADI, sobretudo quando estes se situam em zonas críticas dos dentes das

engrenagens.

Figura 2.23. Superfícies de fratura visíveis de uma coroa de ADI, na qual ocorreu a ruptura de três dentes

por defeito de fadiga de flexão. (MAGALHÃES 2002).

52

2.4.2.2 Fadiga de contato

A fadiga de contato é um defeito pontual que ocorre em uma superfície sujeita à tensões hertzianas

alternadas, produzidas sob condições controladas de rolamento e deslizamento em condições de carga

(HYDE, 1996). Além de trincas, a fadiga de contato pode provocar em alterações microestruturais,

incluindo alterações no teor de austenita retida, alívio ou intensificação de tensões de residuais e

transformação martensítica.

Quando o deslizamento se impõe ao rolamento, as forças tangenciais e o gradiente térmico, causado

pelo atrito, alteram a magnitude e distribuição das tensões na região da área de contato, o que faz com que

os esforços cisalhantes alternados aumentem em magnitude e sejam movido para mais perto da superfície.

Deste modo, a iniciação de trincas de fadiga de contato em dentes de engrenagens, que são sujeitas a

quantidades significativas de deslizamento, encontram-se próximas ás superfície do material. Estas trincas

se propagam em um ângulo raso até a superfície, e a formação de pites (pits) são o resultado da junção de

varias trincas que se conectam até a superfície. Se o “pitting” for grave, a resistência à flexão do dente

pode ser reduzida até o ponto em que uma fratura pode ocorrer.

O pitting mostrado na Figura 2.24 é um termo geral que inclui formas de fragmentação e outros danos

macroscópicos na superfície do material, causados pela fadiga de contato hertzianas. Este tipo de dano é o

resultado do crescimento de trincas subsuperfíciais, que podem ter sua origem na superfície ou

subsuperfície do material.

Figura 2.24. Precença de pitting em um dente de uma engrenagen helicoidal (DAVIS, 2005)

53

Além de ser umas das principais causas de danos ou desgaste em engrenagens, a fadiga de

contato é também muito importante em muitos outros sistemas mecânicos, como rolamentos e cames

(HARDING, 1986). A Tabela 2.10 apresenta uma terminologia utilizada pela indústria de engrenagens, para

descrever a aparência da fratura de fadiga de contato em componentes defeituosos.

Tabela 2.10. Terminologia usada para descrever os mecanismos de falha por fadiga de contato. (DAVIS, 2005)

Categoria Mecanismo de fadiga

Pitting Pitting Pitting inicial Pitting destrutivo Spalling Scabbing Shelling

Micropitting Microspalling Frosting Glazing Peeling

2.5 ENSAIO DE DESGASTE TIPO "FZG"

A máquina de ensaio tipo FZG é um equipamento concebido pelo instituto FZG, da universidade

Técnica de Munique, Alemanha. Tem como objetivo permitir teste de óleos lubrificantes com a finalidade de

avaliar a capacidade de carga destes últimos na proteção da superfície de dentes de engrenagens. Com

algumas modificações nos estágios de carga e de velocidade de ensaio, também é possível estudar o

comportamento de diversos materiais, desde que se garanta a semelhança entre as condições dos

ensaios.

Na máquina FZG é possível realizar testes de scuffing, de pitting ou de micropitting, conforme a

aplicação desejada. A resistência á estes tipos de danos, sob condições de carga e tempo determinados,

permitem comparar e fazer uma classificação da eficácia dos óleos lubrificantes testados. Igualmente,

nestes ensaios pode-se estudar o desempenho de materiais que serão usados para fabricação de

engrenagens, já que as condições de funcionamento desde elementos mecânicos são praticamente

impossíveis de simular em máquinas de ensaios mais simples como os tradicionais tribômetros pino-

contra-disco ou disco-disco (MAGALHÃES 2002).

54

Entre os vários ensaios normalizados, para o estudo de engrenagens, destacam-se

Ensaio de scuffing A/8.3/90: Teste normalizado (DIN 51345) para óleos de engrenagens. É

um dos ensaios mais comuns para determinar a capacidade protetora de diferentes

lubrificantes quando são submetidos a diferentes estados de carregamento. O par de

engrenagens é testado por estágios de carga sucessivos de 15 minutos, a carga aplicada

aumenta a cada estágio, assim como a pressão de contato. Uma inspeção visual é realizada

nos dentes, com o objetivo avaliar e quantificar a área da superfície de trabalho do dente que

foi afetada por scuffing ou adesão.

Ensaio de fadiga de contato C/8.3/90: Denominado de ensaio para identificar a ocorrência de

pitting ou spalling. A lubrificação é feita por imersão em óleo lubrificante sem aditivos e a

temperatura do óleo é controlada ao longo do ensaio. O ensaio começa com um período de

amaciamento (running-in) sob carga baixa; e depois o ensaio transcorre com o estágio de

carga mais elevada até atingir o critério de dano. O critério de falha mais comum se baseia na

quantidade de área afetada por pitting em relação á área ativa do flanco de um dente do

pinhão. (MAGALHÃES, 2002).

Geralmente são utilizados dois tipos de engrenagens: as do tipo A (indicadas para ensaios de scuffing)

e as do tipo C (adequadas para ensaios de pitting ou micropitting). Cada jogo de engrenagem é constituído

por um pinhão com 16 dentes e por uma coroa com 24 dentes. A Tabela 2.11. apresenta as principais

características geométricas destas engrenagens.

As engrenagens tipo A, Figura 2.25a, propiciam a ocorrência de adesão entre as superfícies, já

que devido ao perfil dos seus dentes é provocada elevadas taxas de deslizamento entre as superfícies o

que promove uma elevação na temperatura na área de contato, e assim, a superfície de trabalho dos

dentes tende a apresentar danos por scuffing em períodos de tempos relativamente curtos.

55

Tabela 2.11. Principais características geométricas de engrenagens FZG. (MAGALHÃES 2002).

O formato do perfil dos dentes das engrenagens tipo C geram grandes pressões Hertzianas na

região de contato; e se caracteriza por manter equilibradas as velocidades de deslizamento desde o início

até o fim do engrenamento. Estas características fazem com que a fadiga de contato seja o mecanismo de

falha predominante . A Figura 2.25b apresenta o perfil deste tipo de engrenagem.

Tipo A

(a)

Tipo C

(b)

Figura 2.25. Perfis de dentes do pinhão e coroa de engrenagens: (a) FZG tipo A e (b) FZG tipo C. (MAGALHÃES 2002).

56

MATERIAIS E MÉTODOS

Este capítulo será dividido em seis partes, as quais descrevem os procedimentos utilizados no

desenvolvimento deste trabalho.

1. Materiais. Apresenta os materiais utilizados, tratamentos térmicos efetuados e os valores de

propriedades mecânicas como: limite de resistência à tração (LR), dureza (HRc) e resistência

ao impacto;

2. Fabricação das engrenagens. Descreve o processo de usinagem utilizado para a fabricação

das engrenagens e o procedimento para identificação destas;

3. Caracterização dos perfis dos dentes. Caracterização do estado de recebimento das

engrenagens: acabamento superficial e controle geométrico dos perfis dos dentes.

4. Ensaio de pitting. Descreve-se: ensaio de fadiga de contato, montagem do equipamento,

procedimentos efetuados e metodologia de ensaio.

5. Análise metalográfica. Apresenta a análise sobre as superfícies do contato após ensaios,

descrição da preparação das amostras para análise microscópica e observação da

propagação de trincas.

6. Condições de contato no perfil do dente. Apresenta a metodologia utilizada para uma

melhor compreensão do regime de lubrificação ao longo do perfil dos dente nos ensaios

(pressão de Hertz, parâmetro de filme e coeficiente de atrito).

2.6 MATERIAIS

Os materiais utilizados na fabricação das engrenagens estudadas neste trabalho são de duas famílias

tradicionalmente empregadas para este fim, a saber:

Ferros Fundidos

o Ferro Fundido Nodular Austemperado – ADI 1

o Ferro Fundido Nodular Ferrítico/Perlítico – ADI 2

Aço Liga

o Aço AISI 4140, temperado por indução.

57

Observação: Neste trabalho também serão apresentados o desempenho de resistência à fadiga de

contato dos materiais utilizados no trabalho de dissertação de Koda (2009). As engrenagens fabricadas

com estes materiais foram submetidas ás mesmas condições de ensaio e de acabamento superficial. Estes

materiais são:

Ferro fundido nodular austemperado – ADI K: Austenitização por duas horas a uma

temperatura de 890ºC, seguido de uma austêmpera por duas horas a 290ºC.

Aços AISI 8620 cementado: cementação sólida por 16 horas a 880ºC, seguido de têmpera em

óleo a 130ºC e, finalmente, revenimento a 200ºC por duas horas.

Todos os ferros fundidos nodulares (FFN) foram produzidos pela empresa TUPY S.A. pelo processo de

fundição contínua. O ferro fundido nodular ferrítico/perlítico é um material tradicional de produção e recebe

a nomenclatura interna na Tupy de FE45012. O material dos FFN é fornecido em barras de seção circular

com diâmetro de 130 mm e comprimento de 1880 mm. A composição química fornecida pelo próprio

fabricante está apresentada na Tabela 3.1.

Tabela 0.1. Composição química dos ferros fundidos utilizados nos ensaios de fadiga de contato de engrenagens. (% peso)

C Mn S Cu Mg Si P Cr Mo Ceq*

ADI 1 2,83 0,4 0,009 0,6 0,025 2,35 0,055 0,024 - 3,64

ADI 2 3,00 0,2 0,007 0,1 0,049 2,50 0,040 0,039 - 3,85

ADI K 3,15 0,23 0,008 0,7 0,037 2,25 0,042 0,029 0,295 3,91

* Ceq: carbono equivalente

As engrenagens de dos materiais ADI 1 e ADI 2 foram usinadas e submetidas a um tratamento

térmico de austêmpera na empresa Wieser & Pichler Ltda. O tratamento consistiu de uma austenitização a

900ºC por 2 horas, a seguir, uma austêmpera a 270ºC por 2 horas. A microestrutura dos ferros fundidos

nodulares após tratamento térmico de austêmpera é apresentada na Tabela 3.2

Note-se na Tabela 3.2, a qual apresenta imagens das microestruturas dos materiais ensaiados (com e

sem) ataque, que a microestrutura do ADI 1 é composta por nódulos de grafita e ausferrita inferior, ou seja,

ferrita acicular em uma matriz de austenita. Distingue-se que não foi identificada a presença de carbonetos

na microestrutura deste material. Já a microestrutura do ADI 2 é constituída de nódulos grafita e uma

matriz ferrítica e perlitica (máximo 5% de carbonetos dispersos)

58

Tabela 0.2. Microestruturas dos ferros fundidos nodulares

Ferro Fundido Nodular Ferrítico/Perlítico

(FNAN)

Ferro Fundido Nodular Austemperado

(FNAB)

Sem

Ataque

Com ataque de Nital 10%

por 10 segundos.

MEV

1000 X

59

A Tabela 3.3 apresenta a caracterização dos nódulos para cada um destes materiais segundo a norma

ASTM A 247, que inclui a porcentagem de nodularização, a área de grafita, a quantidade e o tamanho dos

nódulos.

Tabela 0.3. Caracterização dos nódulos dos ferros fundidos nodulares.

Material Nodularização

(%)

Área de grafita

(%)

Quantidade

(Nód. / mm2)

Tamanho (%)

8 7 6 5

ADI 1 96 8 431 37 38 5 -

ADI 2 97 8 415 40 54 5,5 0,5

As engrenagens de aço 4140 foram usinadas na empresa Wieser & Pichler Ltda, as mesmas foram

endurecidas por têmpera por indução. Foi utilizado para os pinhões a têmpera por indução dente a dente

ou por contorno, já para as coroas utilizou-se o método de têmpera por bonina, dado o tamanho das

mesmas. A Figura 3.1 apresenta as características microestruturais e da camada temperada do aço AISI

4140.

Com o intuito de relacionar propriedades mecânicas com os resultados dos ensaios de fadiga de

contato dos materiais, foram feitos ensaios mecânicos com a finalidade de obter valores de dureza, limite

de resistência, alongamento, módulo de elasticidade e energia absorvida de impacto.

As características dos ensaios mecânicos foram:

Ensaios de tração segundo a norma DIN 50125, utilizando uma máquina universal de ensaios

de materiais EMIC. Um ensaio para cada material foi feito;

Ensaios de impacto em corpo-de-prova tipo Charpy para os materiais FNAB,FNAN e 4140,

usando uma Maquina Universal de impacto Charpy Testor Amsler Wolpert tipo pw30/15.

Foram feitos 5 corpos-de-prova para cada material;

Ensaios de dureza (Rockwell C) foram desenvolvidos em uma máquina de Dureza Wolpert,

utilizando um identador cônico de diamante 120º e uma carga de 150 Kgf. Foram realizadas

12 medições para cada material.

60

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 0.1. Macrografia e micrografia do pinhão de aço AISI 4140 dente C.(a) camada temperada, espessura 1,5mm , (b) microestrutura da camada temperada (martensíta, ataque nital, (c) microestrutura

da camada temperada (martensíta), (d) microestrutura do núcleo do dente

Todos os equipamentos usados nos ensaio mecânicos pertencem ao Laboratório Metalúrgico e

Mecânico da empresa TUPY S.A.. A Tabela 3.5 apresenta um resumo dos resultados obtidos após ensaios

mecânicos.

61

Tabela 0.4. Valores de propriedades mecânicos dos materiais ensaiados

*dados calculados por interpolação ** dados da literatura

(www.matweb.com) ◊ materiais utilizados no trabalho de Koda (2009)

2.7 FABRICAÇÃO DAS ENGRENAGENS

As engrenagens foram fabricadas utilizando o processo de usinagem por fresamento (fresadora

horizontais). Foi realizado um acabamento superficial por meio de uma operação chamada shaving, na

qual uma ferramenta em forma de engrenagem, mas com ranhuras na superfície dos dentes, promove um

acabamento final mais adequado aos ensaios de fadiga de contato. O objetivo deste acabamento é

melhorar a distribuição de carga e produzir um menor desgaste na superfície dos dentes. A Figura 3.2 (a)

mostra a ferramenta utilizada no processo de shaving, e a Figura 3(a) apreenta a superfície dos dentes de

engrenagens após acabamento por shaving.

(a)

(b)

Figura 0.2. (a) Ferramenta utilizada no processo de shaving, (b) superfície do flanco dos dentes após processo de shaving (Koda, 2009).

Em relação à geometria dos perfis dos dentes das engrenagens utilizadas em neste trabalho, foram

utilizadas as dimensões propostas pelo ensaio de fadiga de contato C/8.3/90, na qual são usadas

engrenagens tipo C (FZG-C). As características de este tipo de engrenagens já foram mencionadas acima

na Tabela 2.11.

LR

(MPa)

Alongamento

(%)

Módulo de Elasticidade

(GPa)

Dureza Rockwell C

(HRc)

Energia absorvida de impacto

(J)

ADI 1 1273 3,5 186,9 37,1 ± 1,1 5,8 ± 1,1 ADI 2 938 6,8 186,4 30,8 ± 1,6 9,1 ± 0,8 4140 2040* 7,6* 205* 57,0 ± 0,9 4,5 ± 0,9

ADI K ◊ 1546 2,1 -- 41± 1 --

8620 ◊ 1225** 14,6** 205** 38, ± 2 --

62

Nos ensaios de desgaste realizados, foram utilizados três jogos de engrenagens para cada material,

totalizando 9 (nove) pares de engrenagens. Para identificação das engrenagens no trabalho, foi adotada

uma nomenclatura que é melhor explicada com um esquema de codificação dos corpos-de-prova

apresentada na Figura 3.3.

Figura 0.3. Identificação dos corpos-de-prova.

Como exemplo desta codificação pode-se citar:

Código: ADI 1 – 3

Interpretação: Engrenagem de ferro fundido nodular austemperado, terceiro corpo-de-prova.

Finalmente, os dentes das engrenagens também foram identificados, com o fim de manter uma

referência para que as engrenagens sempre iniciem o contato em um mesmo par de dentes, assim,

marcações alfanuméricas na lateral do dente, feitas com uma caneta vibratória, foram utilizadas para ter

uma maior organização na caracterização das superfícies dos dentes após cada etapa do ensaio. Na

Figura 3.4, mostra-se como foram nomeados os dentes das engrenagens, as coras (24 dentes) com

números de 1 à 24 e os pinhões (16 dentes) com letras de A à P.

Figura 0.4. Marcações dos dentes das engrenagens.

ADI 1 = Ferro Fundido Nodular Austemperado

ADI 2 = Ferro fundido Nodular Ferrítico

4140 = Aço SAE 4140

Número do corpo de prova

1, 2, ou 3

-

63

2.8 CARACTERIZAÇÃO DOS DENTES

2.8.1 Perfil evolvental modificado

Com a finalidade de verificar os perfis das engrenagens tipo C, no estado de recebimento, as essas

foram colocadas no projetor de perfis Henri Hauser AS tipo 215K serie 244, disponível no Laboratório de

Metrologia do Departamento Acadêmico de Mecânica (DAMEC) da UTFPR. Assim, foi possível gerar uma

imagem do perfil dos dentes com um aumento de 10 vezes.

A certificação da forma correta do perfil dos dentes das engrenagens foi feita pela comparação do perfil

teórico, obtido no software Solid Edge V19, sobreposto á imagem do dente obtida no projetor de perfil.

Desta forma, conseguiu-se fazer um controle geométrico indireto dos perfis dos dentes. A Figura 3.5

mostra uma imagem de um dente projetado e o desenho de um perfil teórico.

(a)

(b)

Figura 0.5. Controle dimensional. (a) imagem de um perfil projetado; (b) desenho teórico de um perfil de engrenagem tipo C.

2.8.2 Medição de rugosidade

Para a caracterização da rugosidade dos dentes quando do recebimento do fornecedor, foram feitas

medições sobre o flanco dos dentes no sentido axial, tal como é mostrado na Figura 3.6, na região do

adendo, diâmetro primitivo e dedendo. O equipamento utilizado foi o rugosímetro modelo Surtronic 25

(Taylor Robson), com apalpador de diamante de raio da ponta de 5 µm, do Laboratório de Superfícies e

Contato (LASC-UTFPR). As condições de medições são apresentadas na Tabela 3.6.

64

Figura 0.6. Direção axial das medições de rugosidade do flanco dos dentes.

Para a medição de rugosidade foram escolhidos aleatoriamente cinco dentes de cada pinhão (B, E, I, N e

P) e de cada coroa (2, 6, 13, 18 e 23). Com objetivo de entender os fenômenos de desgaste por fadiga de

contato nas engrenagens, foi feito um acompanhamento dos parâmetros de rugosidade nos flancos da

superfície de contado dos dentes.

Tabela 0.5. Parâmetros utilizados nas medições de rugosidade

Parâmetros Valor

Comprimento de medição – lm 4,0 mm

Comprimento de corte – lc (cut-off) 0,8 mm

Filtros - filtro polinomial de 2° grau

- filtro gaussiano (0,8 mm)

Os Parâmetros Rz, Rvk e Rq foram utilizados para relacionar altura picos com o desgaste dos dentes,

adicionalmente Rq foi utilizado para determinar o parâmetro de espessura de filme. O parãmetro Ra foi utilizado

para o acompanhamento da rugosidade média da superfície, e finalmente, o parâmetro Rsm estabeleceu o

espaçamento entre picos das asperezas a cada etapa do ensaio.

A Tabela 3.7 apresenta os valores médios dos parâmetros de rugosidade e na Figura 3.7 são

apresentados os perfis de rugosidade para o estado de fornecimento para todos os materiais. O processo de

fabricação para os três (3) tipos de materiais utilizados conseguem atingir uma rugosidade parecida, diminuindo

a influencia que pode ter o acabamento final das superfícies (shaving) na fadiga de contato.

65

Tabela 0.6. Parâmetros de rugosidade das engrenagens no estado de fornecimento.

Ra

(m)

Rq

(m)

Rz

(m) Rsm

(pico/mm)

Rvk

(m)

AISI 4140 1,0 ± 0,4 1,2 ± 0,5 5,9 ± 2,4 0,15 ± 0,03 1,7 ± 1,0

ADI 1 1,0 ± 0,1 1,3 ± 0,2 6,8 ± 0,6 0,05 ± 0,01 1,5 ± 0,4

ADI 2 1,3 ± 0,1 1,7 ± 0,1 8,8 ± 0,7 0,06 ± 0,01 2,0 ± 0,5

(a)

(b)

(c)

Figura 0.7. Perfis de rugosidade em estado de fornecimento: (a) AISI 4140 (b) ADI 1 e (c) ADI 2.

66

2.9 ENSAIO DE FADIGA DE CONTATO

2.9.1 Equipamento

Para a realização dos ensaios de fadiga de contato em engrenagens foi utilizado o tribômetro FZG-

LASC. A Figura 3.8 mostra uma vista geral deste equipamento. Este equipamento foi projetado, fabricado e

montado no laboratório de Superfícies e Contato (LASC-UTFPR) durante o desenvolvimento da

dissertação de mestrado de Koda (2009).

No entanto, dada a dificuldade para o controle da temperatura do banho de óleo lubrificante durante os

ensaios, neste trabalho foi incorporado à esta máquina um sistema de refrigeração, baseado na circulação

de água em um circuito fechado formado por um reservatório de água, bomba, trocador de calor, válvulas,

rotâmetro, mangueiras e tubulações de PVC.

Figura 0.8. Componentes do tribômetro FZG-LASC.

67

Para ter um maior entendimento do tribômetro FZG-LASC, na Tabela 3.8 são apresentadas as funções

dos principais elementos mecânicos mostrado na Figura 3.8.

Tabela 0.7. Principais elementos do equipamento FZG-LASC e suas funções.

Elemento Função

(1) Eixo 1 Eixo movido. É dividido em duas seções e possui o sistema de aplicação de carga.

(2) Eixo 2 Eixo motor (motriz), ligado ao eixo do motor.

(3) Caixa de teste Receberá os pares de engrenagens a serem estudados.

(4) Caixa motora Utiliza engrenagem de aço AISI 8620 e não é monitorada nem aberta durante os ensaios.

(5) Motor elétrico Produzir e transmitir movimento rotacional capaz de vencer a força do contato das engrenagens e conseguir uma velocidade constante durante os ensaios.

(6) Peso morto Massa para provocar o torque no eixo.

(7) Barra de alavanca Transmite o torque para o eixo 1 (movido)

(8) Alavanca de travamento Fixar uns dos lados do eixo 1, enquanto é aplicado o torque (T1) no outro lado do eixo.

(9) TICs Monitoramento da temperatura.

(10) Respiro Alívio da pressão interna das caixas de engrenagens.

(11) Transformação trifásico Transformar a voltagem de 220 V, disponível na rede elétrica da UTFPR, para 380 V, valor necessário na entrada do inversor de frequencias do motor.

(12) Trocador de calor Auxílio na refrigeração da água do sistema.

(13) Reservatório de água Tanque destinado a armazenar água do sistema de refrigeração.

(14) Bomba de água Promover a recirculação de água no sistema de refrigeração.

(15) Rotâmetro Controle da vazão de água no sistema de refrigeração.

(16) Resistências elétricas Elevar a temperatura do óleo lubrificante.

2.9.2 Seleção do óleo lubrificante

O óleo lubrificante utilizado no trabalho foi o ISO VG 100, que é um fluido que apresenta em sua

composição óleo básico mineral, sem aditivos que evitam o desgaste e a corrosão das peças lubrificadas.

As propriedades importantes do lubrificante são apresentadas na Tabela 3.9.

68

Tabela 0.8. Propriedades do óleo ISO VG 100

Propriedades Valor Unidade

Densidade relativa a 20/4ºC 0,887 -

Ponto de fulgor (VA) 264 ºC

Ponto de Fluidez -15 ºC

Viscosidade a 40 ºC 96,4 cSt

Viscosidade a 100 ºC 11,03 cSt

Índice de viscosidade 99 -

Índice de acidez total 0,31 mgKOH/g

2.9.3 Montagem do tribômetro FZG-LASC

A montagem do tribômetro pode ser dividida em três etapas: montagem da caixa motora; montagem da

caixa de teste e aplicação da carga. Como já foi mencionado na Tabela 3.8, a caixa motora é uma caixa

fixa, na qual foi colocado um jogo de engrenagens de aço AISI 8620 cementados e não foi aberta, nem

monitorada, ao longo de todos os ensaios realizados.

A montagem da caixa motora deve seguir os seguintes passos:

1. Limpar as paredes e interior da caixa, removendo qualquer sujeira ou excesso de óleo,

especialmente nas áreas na qual será colocado a junta (papelão hidráulico).

2. Passar na superfície limpa o vedante de silicone para garantir a vedação.

3. Colocar papelão hidráulico sobre o vedante ainda úmido e deixar secar.

4. Colocar anéis de latão em ambos os eixos para garantir o contato total entre os flancos dos dentes

do pinhão e a coroa.

5. Inserir as chavetas nos respectivos eixos.

6. Aquecer as engrenagens até uma temperatura de 90ºC, com auxilio de um aquecedor indutivo

(este ajuste com interferencia evita movimento axial das engrenagens).

7. Colocar a coroa, previamente aquecida, no eixo 2 (eixo motor).

8. Colocar o pinhão no eixo 1 (eixo movido). Neste passo, deve ser levada em consideração a

numeração dos dentes das engrenagens, já que para o início de uma nova etapa de ensaios os

dentes em contato devem ser os mesmo que a etapa anterior.

9. Fechar a caixa com a tampa lateral utilizando 7 parafusos. Apertar os parafusos em ordem

cruzada.

69

10. Limpar o eixo para o acoplamento tipo mandíbula e encaixar a conexão de borracha.

11. Encaixar o acoplamento no eixo do motor.

12. Encaixar o motor no eixo 2, usando o acoplamento.

13. Fixar o motor na base da mesa, utilizando 4 parafusos.

A partir deste ponto, deve-se montar a caixa de teste. Praticamente são seguidos os mesmo passos

descritos para a caixa motora, mas deve-se omitir os últimos 4 passos (10, 11, 12 e 13). Para o

fechamento das tampas superiores das caixas, motora e de teste, deve-se adotar o seguinte procedimento:

1. Limpar as tampas das caixas, retirando o máximo de óleo possível, em especial nas áreas que

ficarão em contato com caixas;

2. Passar vedante de silicone nas superfícies limpas;

3. Fechar as tampas com os 6 parafusos;

4. Verificar se os respiros estão livres para a passagem de gases durante o ensaio.

Após a realização das duas etapas anteriores, se procede à aplicação das cargas ou torque, que tem

como objetivo provocar uma pressão de contato nas faces dos dentes das engrenagens. Para facilitar a

compressão do sistema de aplicação de carga, a Figura 3.9 mostra a vista superior do tribômetro, na qual

se apresenta os elementos deste sistema.

Figura 0.9. Vista superior do tribômetro FZG-LASC.

Note-se da Figura 3.9 que o sistema é composto por quatro elementos básicos, o eixo 1 (movido), o

qual esta divido em duas partes denominadas eixo 1(a) e eixo 1(b), e dois flanges (fêmea e macho) que

são usados para unir os eixos e fixar o torque no sistema. O procedimento para aplicação das cargas tem

os seguintes passos:

70

1. Encaixar a alavanca de travamento no flange macho. A finalidade é travar o eixo 1(b) e evitar

qualquer movimento rotacional.

2. Encaixar a barra de alavanca no flange fêmea.

3. No extremo da barra de alavanca colocar o porta pesos e logo após as massas

correspondente a cada estágio de carga.

4. Verificar se o flange fêmea apresenta um deslocamento angular em relação ao flange macho,

já que pela adição das massas, o flange fêmea tende a girar no seu próprio eixo.

5. Unir os dois flanges por meio de três parafusos.

6. Retirar as massas do porta pesos.

7. Retirar as alavancas dos flanges.

2.9.4 Condições de carregamento

O tribômetro FZG-LASC foi projetado para permitir a aplicação de 12 (doze) estágios de carga

estabelecidos na norma ASTM D 5182-97. No entanto, neste trabalho foram seguidos os procedimentos

padronizados pelo instituto FZG (FZG, 1992) para a ocorrência de pitting no flanco das engrenagens.

Neste procedimento são aplicados dois estágios de carga: running–in e pitting. A Tabela 3.10 apresenta as

condições de carga para estes estágios.

Tabela 0.9. Estágios de cargas utilizados no ensaio de fadiga de contato

Código do

estágio de

carga

Torque

(N.m)

Pressão de Hertz

no diâmetro

primitivo (MPa)

Massas*

(kg)

Running–in 6 135,3 929 5,97

Pitting 9 302,0 1386 22,96

* Massa que deve ser colocada no porta peso no momento de aplicar a carga no tribômetro FZG-LASC.

2.9.5 Tempo e temperatura de ensaio.

O tempo de para o período de running–in foi de duas horas a uma temperatura de 60 ºC. Para o

estágio de pitting, que é realizado a uma temperatura de óleo de 90 ºC, o tempo de estágio depende do

critério de falha; que para este trabalho se estabeleceu em 8% da área ativa total dos dentes do pinhões

71

danificados por pitting. Este critério de falha foi o mesmo adotado por Koda (2009), pois neste trabalho será

feita uma análise comparativa entre os materiais estudados neste trabalho (ADI 1, ADI 2 e 4140) e os

materiais estudados por Koda (2009).

Inicialmente, foram programadas inspeções visuais a cada 4 horas, mas após a primeira bateria de

ensaios este tempo foi redefinido para cada material ensaiado, com o objetivo de fazer um

acompanhamento com maior precisão da evolução dos danos por pitting. Na Tabela 3.11 são

apresentados os tempos definidos para inspeção visual no estágio de pitting para cada material.

Tabela 0.10. Tempos para inspeção visual dos flancos dos dentes para cada material.

Material Tempo para inspeção

visual (horas)

ADI 2 1

ADI 1 8

AISI 4140 8

Para o controle da temperatura do óleo lubrificante na caixa de teste, foram utilizados:

para o aquecimento um resistor do tipo tubular com 1000 Watts, o qual é controlado por meio

de um TIC;

para o resfriamento uma tubulação de cobre, com água circulante e imersa no óleo

lubrificante.

2.9.6 Metodologia do ensaio

A Figura 3.10 mostra o fluxograma da metodologia utilizada nos ensaio de fadiga de contato das

engrenagens. Esta metodologia possibilitou o estudo dos parâmetros de rugosidades e da ocorrência de

danos nos flancos após cada estágio e assim promover um comparativo das engrenagens em relação à

resistência ao pitting.

Após cada etapa do ensaio foi necessário realizar uma limpeza dos corpos de provas. Foram utilizados

escova de cerdas de Nylon®, esponja macia, um produto de limpeza desengordurante comum, água e

álcool. Esta atividade teve como objetivos a remoção de resíduos do processo de fabricação ou óleos das

etapas anteriores, deixando assim a área do flanco do dente pronta para atividades seguintes (fotografia e

medição de rugosidade).

72

Figura 0.10. Metodologia de ensaio de fadiga de contato utilizando o tribômetro FZG-LASC.

A aquisição das imagens dos flancos dos dentes foi realizada mediante um sistema desenvolvido neste

trabalho, mostrado na Figura 3.11. Este sistema garante a repetibilidade do processo, ou seja,

posicionando corretamente a engrenagem no suporte, as faces dos dentes estarão sempre na mesma

posição em relação à câmera. O sistema de iluminação utiliza dois refletores com lâmpadas alógenas de

150 W e a câmera utilizada é a DSC-H9 (marca Sony).

73

Figura 0.11. Sistema utilizado para aquisição de imagens.

A quantificação da área afetada pelo dano de pitting, é obtida a partir de imagens das superfícies dos

dentes. Utilizando um software de CAD, Solid Edge V19, foram inseridas cada uma das imagens dos

dentes no módulo Solid Edge Draft (desenho), e usando a ferramenta desenho de curvas se contorna as

áreas afetadas por dano de pitting, tal como é ilustrado na Figura 3.12. A área ativa do dente está

apresentada nesta mesma Figura em cinza. Após a delimitação das áreas, estas foram medidas e a sua

relação determinou a área afetada por pitting. Este procedimento foi realizado em todos os dentes

danificados de cada engrenagem.

Figura 0.12. Medição de área afetada por pitting usando o Solid Edge.

74

Este procedimento é importante já que estabelece a porcentagem de área afetada de cada dente e o

percentual médio dos danos de todo o componente, estes dois resultados são importantes para o critério

de finalização do ensaio discutido no item anterior.

Após a realização dos ensaios, uma etapa de caracterização metalográfica foi realizada para a

observação das superfícies de trabalho pós-ensaio, análise da propagação de trincas das amostras e

finalmente caracterização do desgaste observado sobre as superfícies

2.10 ANÁLISE METALOGRÁFICA

2.10.1 Preparação das amostras

Para análise metalográfica dos corpos-de-prova, após ensaio, foram realizados cortes nas

engrenagens em uma máquina de serra horizontal marca FRANHO modelo FM-500 do Laboratório de

Usinagem (DAMEC-UTFPR), isto foi feito com o objetivo extrair dentes do cubo das engrenagens para seu

posterior estudo. Uma vez feita a extração dos dentes, estes foram cortados na direção axial e radial

utilizando uma máquina de corte por precisão Miniton Struers do Laboratório de Integrado de Materiais

(LIM-DAMEC-UTFPR). Este procedimento está esquematizado na Figura 3.13 e auxiliará a discussão dos

resultados.

(a)

(b)

Figura 0.13. Cortes para metalografia e medição de dureza e microdureza: (a) primeiro corte radial (b) cortes axiais.

75

A seção radial A-A foi utilizada para obter os perfis de dureza, microestruturas dos materiais,

quantificação de nódulos e estudo de profundidades de trincas. Já as seções axiais B-B, C-C e D-D, que

representam cortes axiais na região do adendo, diâmetro primitivo e dedendo respectivamente, só foram

utilizadas para complementar o estudo de profundidade e propagação das trincas.

Na montagem das amostras para análise em baquelite dos cortes axiais e radial de cada dente, foi

utilizado o esquema apresentado na Figura 3.14, desta forma não se perde a referências dos fenômenos

de desgastes apresentados nas superfícies.

Figura 0.14. Esquema de montagem de amostras em baquelite.

Após as amostras serem embutidas, foi feito lixamento seqüencial nas amostras utilizando lixas de

granulométrica 80, 220, 320, 400, 600 e 1200. Em seguida é feito um polimento dividido em duas fases, a

primeira delas foi um polimento em pasta de alumina de 1 μm, de maneira convencional em politriz manual.

Logo após foi feito um polimento em uma politriz semi-automática modelo EcoMet 250Grinder-Polisher do

LIM-DAMEC. Considerando que a preparação metalográfica de ferros fundidos não é muito dominada,

optou-se por apresentar os parâmetros de ajuste deste equipamento na Tabela 3.12.

Tabela 0.11. Parâmetros utilizados na politriz semi–automática.

Pano Granulação

- diamante (m)

Tempo

(min.)

Força

(N)

Rotação

(rpm)

Sentido do

Cabeçote

Sentido do

pano

MD - Sat 3 μm 8 30 150 Horário Anti-horário

MD - Dur 1 μm 8 30 150 Horário Anti-horário

76

Para análise metalográfica, foi utilizado um microscópio Olympus BX51M e um analisador de imagens

Imagem – Pro Plus Versão 4.0. Inicialmente foi realizada a análise da profundidade e do sentido de

propagação das trincas em baixo da superfície carregada do dente da engrenagem. Foram analisadas as

regiões do adendo, diâmetro primitivo e dedendo. Isto foi feito para um só dente de um pinhão e uma coroa

de cada material usado nos ensaios. Tanto os dentes estudados como as engrenagens analisadas, foram

selecionadas aleatoriamente.

Com o intuito de revelar como foi propagação das trincas na microestrutura do material, as amostras

foram atacadas quimicamente com Nital 2% por 3 minutos. Isto ajudou a identificar as fases preferenciais

de propagação de trincas na matriz do material.

2.10.2 Microdureza

Os perfis de microdureza foram feitos nos cortes radiais das amostras, nos flancos de cada dente.

Quatro regiões foram selecionadas para a realização das medições das microdureza, três no flanco do

dente que sofreu carregamento e uma no flanco não carregado, esta última região apresentando ainda as

condições de recebimento do material. Na Figura 3.15 são apresentadas as regiões nas quais foram feitas

varreduras de microdureza após a finalização dos ensaios

Figura 0.15. Esquema das quatro regiões de medições de microdureza realizadas.

Para as medições de microdureza foi utilizado o equipamento Shimadzu HMV do laboratório de

materiais da UTFPR. O espaçamento das indentações foi de 0,2 mm até uma profundidade de 2,5 mm,

sendo a primeira indentação a 0,05 mm da superfície do flanco. Os parâmetros de medições das

microdureza são apresentados na Tabela 3.13.

77

Tabela 0.12. Parâmetros para as medições de microdureza

Parâmetro

Equipamento Shimadzu HMV

Carga 1 kg

Tempo 10 segundos.

Indentador Vickers

Numero de amostra 3

2.11 Condições de contato no perfil do dente

Para a determinação da pressão máxima de Hertz (PH), parâmetro de filme () e coeficiente de atrito

() ao longo do perfil dos dentes das engrenagens foi utilizado o programa computacional desenvolvido no

Laboratório de Superfícies e Contato (LASC) por Muraro e Reisdorfer (2010) em trabalho de conclusão do

Curso de Engenharia Industrial Mecânica da UTFPR.

Para o cálculo destes parâmetros utiliza-se o valor da rugosidade média do dente (adendo/diâmetro

primitivo/dedendo) e o detalhamento dos modelos utilizados por este programa computacional está

apresentado no Apêndice C.

A análise das condições de contato no perfil dos dentes foi implementada para a comparação entre as

engrenagens fabricadas em ADI 1 e AISI 4140.

O programa computacional, denominado de EngCalc, foi alimentado com as condições de trabalho

desenvolvidas durante os ensaios e estão apresentadas nas Tabelas 3.14,3.15 e 3.16

Tabela 0.13. Dados de entrada do sistema

Dado Valor Unidade

Número de dentes do pinhão 16 -

Número de dentes da coroa 24 -

Módulo 4,5 mm

Ângulo de pressão 20 °

Torque de entrada 302 N.m

Rotação de entrada 1450 rpm

Largura do dente 14 mm

Viscosidade do Lubrificante 14,59 cSt

Densidade do Lubrificante 840,00 kg/m3

Coeficiente Pressão-Viscosidade 1,12 x 10-4 in2/lbf

* óleo lubrificante utilizado: ISO VG 100 Mineral (equivalente ao AGMA 3) á 90oC

78

Tabela 0.14. Características da análise do sistema

Característica Informação FNAB 4140

Rugosidade no Recebimento

(valores médios de Ra)

Ra pinhão (m)

Ra coroa (m)

1,02 ± 0,12

1,00 ± 0,12

0,98 ± 0,39

0,95 ± 0,23

Material Coeficiente de Poisson (-)

Módulo de Elasticidade (GPa)

0,27

166

0,29

205

Tipo de engrenagem Modificada

Modificações no perfil xpinhão = 0,1817 xcoroa = 0,1715

Processo de fabricação Cortador Circular

Fator de recobrimento (Xc) Sem Recobrimento (XC = 1)

Tipo de Lubrificante Óleo Mineral Puro (XL = 1)

Função de compartilhamento de

carga

F/2 - F - F/2

Tabela 0.15. Rugosidade média Ra (m) do perfil dos dentes após as etapas de running-in e pitting 6.

running-in pitting 6

pinhão coroa pinhão Coroa

ADI 1 0,60 0,72 0,44 0,49 AISI 4140 0,72 0,66 0,67 0,74

79

3 RESULTADOS E DISCUSSÃO

3.1 Resistência ao desgaste

Após da realização de cada etapa dos ensaios de fadiga de contato nas engrenagens, as imagens dos

flancos dos pinhões foram analisadas com a finalidade de quantificar a área afetada por pitting e/ou

spalling. Os ensaios foram interrompidos apenas quando se atingiu 8% da área ativa total do pinhão

danificada por pitting. Na Tabela 4.1 se apresenta a porcentagem de área danificada pelo número de ciclos

de trabalho para todos os pinhões de cada material.

A Tabela 4.1 também apresenta o tipo de dano que provocou a interrupção do ensaio, pois neste

trabalho foi possível identificar a presença de danos por pitting, mas também spalling e fratura de algum

dente na raiz.

Tabela 3.1. Resultados dos ensaios de fadiga de contado em engrenagens.

Materiais Pinhão Horas de Ensaio

Área Danificada (A%)

Número de ciclos (N)

Taxa de dano (A%/N)

Média Desvio padrão

ADI 1

1 4 17 348.120 4,9E-05

5,7E-05 9,0E-06 2 2 9,6 174.060 5,5E-05

3 2 11,6 174.060 6,7E-05

ADI 2

1 20 12,8 1.740.600 7,4E-06

3,4E-06 3,5E-06 2* 24 3,6 2.088.720 1,7E-06

3* 16 1,5 1.392.480 1,1E-06

4140

1 28 10,8 2.436.840 4,5E-06

4,2E-06 4,3E-07 2 28 9,1 2.436.840 3,7E-06

3* 16 6,3 1.392.480 4,5E-06

ADI 1 10 9,6 870.300 1,1E-05

1,1E-05 2,4E-07 2 10 9,9 870.300 1,1E-05

8620 2 84 8,3 7.310.520 1,1E-06 1,1E-06 -

* Ensaios interrompidos devido a fratura na raiz do dente

Com a finalidade de estabelecer um parâmetro para comparar os diferentes materiais aqui estudados,

em relação a sua resistência à fadiga de contato, foi estabelecida uma taxa de dano que relaciona a

porcentagem de área danificada por pitting do pinhão (A%) e números de ciclos de ensaio (N). Os valores

das taxas são apresentados na Tabela 4.1 para cada corpo-de-prova. Assim mesmo, também foi calculada

a taxa média para cada material, junto com seu desvio padrão.

80

Adicionalmente na Tabela 4.1 são apresentados os resultados dos ensaios de fadiga de contato

realizados no trabalho de dissertação de KODA (2009), em engrenagens fabricadas em ADI e aço

AISI 8620. As composições químicas e tratamentos térmicos realizados nestes materiais foram descritos

no item 3.1.

Note-se da Tabela 4.1 que nos ensaios com ADI 2, somente um pinhão ultrapassou o 8% de área

danificada necessária para interromper o ensaio, os outros dois corpos-de-prova sofreram falhas por

fratura na raiz dos dentes, provocando assim a interrupção prematura do ensaio. No momento da fratura os

pinhões (ADI 2-2 e ADI 1-3) apresentavam 3,6% e 1,5% de área danificada com 2.088.720 e 1.392.480

ciclos respectivamente.

Em relação ao ADI 1, nota-se que todos os pinhões ultrapassaram o critério de falha. De início, por se

desconhecer o comportamento deste material sob fadiga, foi realizado no primeiro ensaio (AD1-1), um

estágio de pitting com duração de 4 horas. Após a caracterização se determinou que a área afetada por

danos de pitting foi de 17 %. Dado que a evolução dos danos foi muita rápida, e não foi possível fazer um

acompanhamento adequado dos danos neste primeiro ensaio, se estabeleceu para os últimos dois

ensaios, nos pinhões ADI 1-2 e ADI 1–3, o tempo de ensaio de pitting fosse de duas horas, ou seja,

174.060 ciclos, tendo como resultado uma área afetada por pitting de 9,6 % e 11,5 % respectivamente.

Finalmente o aço AISI 4140 ultrapassou o critério de falha depois de 28 horas de ensaio de pitting, ou seja,

após aproximadamente 2.500.000 de ciclos. No terceiro corpo-de-prova (4140-3) houve fratura na raiz de uns

dos dentes, interrompendo o ensaio após 16 horas e apresentando 6,3% de área ativa total danificada por

pitting.

A Figura 4.1 mostra a taxa de danos média para cada material, note-se que dos materiais ensaiados, o

FNAN teve o pior desempenho a resistência à fadiga contato, tendo uma taxa de danos 16 vezes maior

que a reportada pelo ADI 2 e 13 vezes maior apresentada para o aço 4140. Este comportamento do ADI 1

pode ser explicado pela sua dureza superficial de 30,8 HRc (Tabela 3.3), a menor dureza entre todos

materiais ensaiados.

Adicionalmente, este comportamento pode ser atribuído ás condições de tratamento térmico realizado

nos corpos-de-prova do ADI 1, (austêmpera por duas horas a 270 ºC) as quais não foram suficientemente

adequadas para obter uma microestrutura ausferrítica neste material, resultando uma microestrutura

ferrítica/perlítica. Ressalta-se assim, que este material que tem uma composição química tradicional para

aplicações diversas, realmente não é o mais adequado para aplicações onde uma estrutura ausferrítica é

necessária.

81

Figura 3.1. Taxa de dano (A%/ciclos) dos materiais estudados

Por outro lado, os materiais AD1 2 e 4140 apresentaram uma taxa de danos similar, sendo a taxa

deste último levemente superior. Este resultado indica, que as propriedades mecânicas tais como dureza,

alongamento e o limite de resistência, parecem ter menor influência na comparação da resistência à fadiga

de contato destes materiais. Não obstante, a propriedade de energia absorvida por impacto (RI), sendo a

capacidade de um material absorver energia até a sua fratura, pode ter sido o fator principal para o

aceitável desempenho do ADI 2 nos ensaios. Os resultados dos ensaios Charpy (Tabela 3.3) mostraram

que o ADI 2 (5,8 J) apresenta uma maior capacidade de absorver energia comparado com o AISI 4140 (4,5

J), por conseguinte, a resistência à propagação de trincas e posterior remoção de danos é menor em uma

microestrutura martensítica do que a combinação de nódulos de grafita em uma matriz ausferrítica.

Segundo Putatunda (2002) a tenacidade á fratura dos ferros fundidos nodulares austemperados está

fortemente influenciada pela sua microestrutura. A relação entre limite de escoamento ( y ), fração

volumétrica da austenita ( X ) e o teor de carbono da austenita retida ( C ) na matriz, contribuem com a

tenacidade à fratura nestes materiais. Estes três fatores dependem das temperaturas de austenitização e

austêmpera, de tal modo que uma otimização destes parâmetros permite a obtenção de ferros fundidos

com alta tenacidade à fratura.

5,7E-05

1,1E-05

4,2E-06 3,4E-06 1,1E-06

0,E+00

1,E-05

2,E-05

3,E-05

4,E-05

5,E-05

6,E-05

7,E-05

FNAN ADI 4140 FNAB 8620

Taxa

de

dan

o (

A%

/N)

ADI 1 ADI 2

82

Igualmente, Putatunda (2002) estabeleceu uma relação na qual a tenacidade à fratura é proporcional à

relação y ( X . C )1/2. Com dados de materiais estudados pelo mesmo autor, que possuíam similaridade

como o ADI 2, tanto em composição química quanto no tratamento térmico efetuado, estabeleceu-se que a

tenacidade à fratura do ADI 2 é aproximadamente de 60 MPa . m . Este valor está acima dos valores de

tenacidade à fratura encontrados para aço AISI 4140 temperado por indução, que apresenta em média 48

MPa . m ( AMERICAN SOCIETY FOR METALS, 2002)

Dos materiais estudados por Koda (2009) o ADI apresentou uma taxa de dano maior que o AD1 2 e o

4140, resultado que mostra a evolução e avanços no desenvolvimento de ferros fundidos nodulares

austemperados para aplicações de fadiga de contato. O melhor desempenho comparativo, continuou

sendo o aço AISI 8620 cementado e temperado, o qual ultrapassou o 8% da área ativa danificada por

pitting após 7.300.000 ciclos aproximadamente, apresentando a menor taxa de dano de todos os materiais

ensaiados.

3.2 Caracterização de falha

A fratura na raiz dos dentes de três, dos doze pinhões ensaiados, foi um tipo de falha que obrigou a

interrupção dos ensaio de fadiga de contato. As engrenagens de ADI 2 foram as que mais registraram este

tipo de dano: dois no total. A Figura 4.2 mostra um dente e o pinhão fraturado correspondente ao corpo-de-

prova ADI 2-2. Observa-se que as trincas se desenvolveram a partir do lado tracionado do dente, em uma

direção perpendicular á superfície e terminando no lado oposto.

O ADI 2 pode ser considerado um material dúctil–frágil, assim, sobre cargas induzidas durante os

ensaios de fadiga de contato podem ter superado a resistência à flexão dos dentes fraturados,

demonstrando que este material é frágil para os esforços de flexão nas condições em que as engrenagens

foram ensaiadas, no entanto, as superfícies desde dentes resistiram satisfatoriamente à fadiga de contato,

já que ao longo do ensaio não foi identificada grandes intensidades de pitting na superfície de contato.

Apesar do ótimo desempenho das superfícies, as fraturas apresentadas nas engrenagens do ADI 2,

mostram a necessidade de desenvolver estudos que possam garantir uma maior resistência à flexão de

engrenagens fabricadas neste material ao serem submetidas a grandes carregamentos.

83

(a

(b)

Figura 3.2 – Engrenagem de ADI 2 com dente fraturado. (a) vista lateral mostrando a presença de pitting, (b) superfície de fratura do dente.

Em relação aos danos nas superfícies, foram identificados dois tipos de danos:

Spalling: crateras de fadiga de grandes dimensões, e

Pitting: crateras pequenas e dispersas no flanco do dente.

Basicamente os danos por spalling se apresentaram nos pinhões de ADI 1 e ADI 2, enquanto que os

danos por pitting se manifestaram no aço AISI 4140 e no ADI 2.

As maiores crateras nas superfícies foram localizadas nos pinhões e coroas fabricadas em ADI 1, a

Figura 4.3 mostra o flanco ativo de um dente de um pinhão deste material, revelando grandes extensões

dos danos causados na superfície.

84

Figura 3.3. Danos superficiais no ADI 1 após ensaio

a

2

1

3 b

3

3

3

c 2

4

d

3

5

85

A Figura 4.3 (a) mostra laminas de material destacado (1) que formará um spalling (lascamento) na

superfície de desgaste no ADI 1, onde se observa a propagação de trincas através da matriz e nódulos de

grafita. Este modo de propagação encontrado nos FFN produz crateras bastante irregulares e que

dependendo do material pode chegar a ter grandes dimensões. Mecanismo semelhante foi encontrado por

Dommarco (1998) em estudo de fadiga de contato por rolamento.

Também é possível observar no fundo das crateras a presença de “marcas de praia (2)”, mecanismo

de desgaste que indica fratura por fadiga (DAS, 2005). Na Figura 4.3 (b), note-se a propagação das trincas

(3) tanto na superfície do material como nos fundo da cratera, assim mesmo, na Figura 4.3 (c), observa-se

como uma trinca (3) se propaga pela matriz por entre nódulos. Este fato é demonstrado por diversos

pesquisadores como Dommarco (1998) e Magalhães (2000), os quais mostraram que durante a etapa de

propagação das trincas, estas são fortemente influenciadas pela presença de nódulos, que fazem com que

haja mudanças contínuas da direção da trinca principal, ou podendo se multiplicar, originando assim várias

microtrincas que de propagam em direções diferentes formando uma rede.

Adicionalmente na Figura 4.3(c) nota-se cavidades provocadas pela remoção ou expulsão de nódulos

(4) próximos á superfície de desgaste. Este fenômeno é explicado por Magalhães (2002), no qual o

aspecto uniforme das arestas destas cavidades e o perfil ligeiramente cônico sugerem que partícula de

grafita teria sido removida de uma vez só, muito provavelmente devido à pressão de óleo que penetrou na

cavidade da grafita quando as primeiras trincas a ligaram à superfície.

Finalmente, constatou-se a presença de muitas regiões de material próximas de serem removidas da

superfície (5), tal como é mostrado na Figura 4.3 (d). Estas regiões mostram a presença de muita

deformação plástica e algumas trincas internas (3). Muitas destas partículas de desgaste, de dimensões

pequenas, após sua remoção da superfície, vão contaminar o lubrificante.

Seguindo com análises dos danos superficiais, as engrenagens fabricadas em ADI 2 também

apresentaram danos por spalling (em menores dimensões que o ADI 1) nos pinhões e pitting nas coroas,

mas em dimensões menores. Esta diferença de danos encontrados nas coroas e pinhão se deve ao fato

que estes últimos foram submetidos a maiores ciclos de carregamento devido à relação de transmissão.

As figuras 4.4 (a) e (b) apresentam os danos superficiais para coroas fabricadas em ADI 2. Nota-se

nestas figuras riscos paralelos (1) à direção de rolamento, provocados por um desgaste por deslizamento.

Segundo Magalhães (2002) este tipo de mecanismo de desgaste é típico nas zonas de elevado

deslizamento que ocorre nos flancos ativos dos dentes.

86

Figura 3.4. Danos superficiais no FNAB após ensaio

1 3

2

a

3

5

4

b

4

2

c 5

d

87

A origem deste riscos (figuras 4.4 a e b) correlacionam-se com a imposição de elevadas pressões de

contato e da interação mecânica que os picos mais salientes das asperezas de uma superfície efetuam

sobre a outra. Vale ressaltar que este mecanismo de desgaste conta também com auxílio de pequenas

partículas metálicas livres presentes na zona de contato. Estes riscos formados por mecanismos abrasivos

se diferenciam dos riscos formados por scuffing por apresentarem sulcos com um fundo bastante liso, em

contrapartida dos riscos por scuffing que apresentam morfologia bastante irregular no fundo dos sulcos

(Magalhães, 2002).

Observa-se na Figura 4.4 (a) a presença de um dano de pitting (2), o qual não abrange grandes

dimensões tanto na largura quanto na profundidade. Do mesmo modo, constata-se trincas superficiais em

formato circular (3), as quais acredita-se serem provenientes da presença de nódulos de grafita próximos à

superfície. Durante os estágios de solicitação, a película acima do nódulo pode ser rompida, surgindo

muitas microtrincas de pequenas dimensões dispersas pela superfície. Como consequência destas

microtrincas, se provoca uma exposição dos nódulos de grafita, que com a continuação dos ensaios, são

removidos da superfície provocando o surgimentos de cavidades (Magalhães, 2002). Para finalizar as

análises dos danos apresentados nas coroas do ADI 2, a Figura 4.4(b) mostra laminas de material

destacado (4) sendo contornado por trincas (5) superficiais, o que sugere que uma porção de material seria

removida com aplicação de ciclos adicionais.

Já os danos superficiais para pinhões de ADI 2 são apresentados na Figura 4.4 (c) e Figura 4.4 (d). É

possível notar que as crateras na superfície (2) são de maior largura e mais profundas que as

apresentadas nas coroas, por conseguinte estes danos foram classificados como spalling. Igualmente

observa-se a presença de mostra laminas de material destacado (4) e trincas presentes ao redor destes

últimos e outras na superfície de contato.

No aço AISI 4140 só se apresentaram mecanismos de desgaste por pitting, tanto nas coroas quanto

nos pinhões. Este tipo de danos pode ser observados na Figura 4.5.

88

Figura 3.5. Danos superficiais no aço AISI 4140 após ensaio

1

c

a

2

1

d

b

1

2

4

3

89

Atente-se da Figura 4.5 (a) e (b), as quais mostram os danos característicos das coroas, a presença

crateras poucas profundas (1) as quais de espalharam pelos flancos dos dentes.

Adicionalmente, observa-se muitas laminas de material destacado (2) ao longo da superfície do

material, caracterizados por trincas a seu redor (3). Todos os fenômenos anteriores podem também se

apresentaram nos pinhões deste material, Figura 4.5 (c) e Figura 4.5 (d)

Na Figura 4.5 (d) observa-se a presença de deformação plástica localizada (4) na parte mais inferior do

dedendo. Este mecanismo de dano ocorre devido á um menor valor de dureza superficial. Os valores

detalhados de dureza nos flancos dos dentes de todos os materiais estão apresentados no Apêndice A3.

90

3.3 Propagação de trincas na sub-superfícies

A observação das sub-superfícies dos dentes das engrenagens ensaiadas apresentou a presença de

grandes trincas que usualmente são associadas à remoção de material por meio de lascas (laminas).

Algumas dessas trincas atingiram dimensões consideráveis durante a sua propagação através da sub-

superfícies. A análise da propagação de trincas mostra que a matriz dos ferros fundidos nodulares

influencia no trajeto e propagação das trincas, apresentando uma forma irregular e tende apresentar

ramificações, sendo muitas vezes os nódulos de grafita responsável por este fenômeno.

Foi estudada a propagação das trincas em três regiões: dedendo, diâmetro primitivo e adendo. Nas

Tabelas 4.2 e 4.3 apresentam imagens das regiões com trincas na sub-superfície das coroas e pinhões,

respectivamente, dos materiais ensaiados. Vale ressaltar que as coroas sempre foram as engrenagens

movidas e os pinhões as engrenagens motoras. Nestas imagens são indicadas as direções da força de

atrito (A) e de rolamento (R) em cada região do dente, menos no diâmetro primitivo, onde só se tem o

movimento de rolamento puro. De forma idêntica, nas Tabelas 4.4 e 4.5 se apresentam a propagação das

trincas sub-superficiais observada nos cortes axiais feitos nos dentes (ver detalhes das regiões de corte na

Figura 3.13).

Ao se fazer uma análise das trincas encontradas nos três materiais ensaiados, pode-se estabelecer

que as trincas se apresentam em zonas muito próximas à superfície, fazendo com que muitas destas

trincas, com o transcorrer da etapa de propagação, conseguissem atingir a superfície, provocando a

remoção de material. Esta sequência é denominada de danos por pitting ou spalling. Por outro lado, a

grande maioria das trincas estão localizadas nas zonas que apresentaram mais danos nos dentes, ou seja,

na região do dedendo e próximo ao diâmetro primitivo.

Outro aspecto observado no processo de formação de microtrincas é a tendência em seguir uma

direção de propagação de, aproximadamente, 45º em relação ao sentido da aplicação da força de atrito.

Este fato é bem observado nas imagens do aço AISI 4140. Este resultado concorda com pesquisadores

como BARTZ (1973) e ZAFOSNIK (2007), que com base em investigações metalográficas de

engrenagens, mostraram que trincas superficiais pequenas foram observadas nos flancos dos dentes, as

quais aparecem com características de ângulo raso de até 45º em relação á superfície.

91

Tabela 3.2. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes das coroas (corte radial) em três diferentes regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo

Coroa-Corte Radial

FNAN

FNAB

Aço AISI 4140

Dedendo

Diâmetro primitivo

Adendo

A

R

A

R

92

Tabela 3.3. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes dos pinhoes (corte radial) em três diferentes regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo.

Pinhão-Corte Radial

FNAN

FNAB

Aço AISI 4140

Dedendo

Diâmetro primitivo

Adendo

A

R

A

R

93

Nos ferros fundidos nodulares, ADI 1 e ADI 2, o trajeto das trincas tende a conectar dois ou mais

nódulos, desenvolvendo-se paralelas à superfície, sendo que, provavelmente, a nucleação ocorre a partir

de nódulos de grafita situados na sub-superfície Hertziana, na interface entre o nódulo de grafita e a matriz

ou a partir da própria superfície (Guesser, 2009).

Segundo Magalhães (2002) o alinhamento de nódulos de grafita próximo da superfície podem criar

zonas de menor resistência na matriz, as quais se tornam susceptíveis à iniciação de trincas. No entanto, a

presença de nódulos de grafita tem influência no trajeto das trincas de fadiga, sendo que em muitos casos

estas são atraídas para os nódulos, os quais agem como elementos retardadores da sua progressão.

De outro modo, se os nódulos evitam a propagação acelerada das trincas, os mesmos também

contribuem em alguns casos à ramificação das trincas, fenômeno observado na região do diâmetro

primitivo das coroas (Tabela 4.2), na qual várias trincas principais apresentam ramificações de trincas em

sentido perpendicular à direção de propagação da mesma. A ocorrência de este fato depende muito do

tamanho e distribuição dos nódulos de grafita, assim como da dimensão das trincas e do estado de tensão

local (Magalhães, 2002).

Nas engrenagens de aço SAE 4140 verificou-se um menor número de trincas e sem grandes

profundidades, provocando danos de pouca magnitude, como se observou na caracterização dos danos

nas superfícies no item anterior. Adicionalmente, foram constatadas que as orientações das trincas ficaram

no mesmo sentido da força de atrito nas regiões do adendo e dedendo.

94

Tabela 3.4. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes das coroas (Corte Axial) em três diferentes regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo.

Coroa-Corte Axial

FNAN FNAB Aço AISI 4140

Dedendo

Diâmetro primitivo

Adendo

95

Tabela 3.5. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes dos pinhões (Corte Axial) em três diferentes regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo.

Pinhão-Corte Axial

FNAN

FNAB

Aço AISI 4140

Dedendo

Diâmetro primitivo

Adendo

96

Não foram encontradas fases preferências de propagação de trincas na sub-superfície dos dentes das

engrenagens. A Figura 4.6 mostra a propagação de trincas e sua ramificação na região do diâmetro

primitivo do corpo-de-prova ADI 2-1 (Figura 4.6a) e as trincas no dedendo do pinhão ADI 1-1 (Figura 4.6b).

(a)

(b)

Figura 3.6. Trincas próximas á superfície de contato dos dentes de engrenagens (amostra com ataque químico de Nital 3%). (a) ADI 2 e (b) ADI 1.

97

3.4 Comparação AISI 4140 x ADI 2

Considerando o desempenho global de resistência ao desgaste dos materiais AISI 4140 e ADI 2,

optou-se neste item, por fazer uma comparação mais detalhadas e profunda destes materiais quanto aos

seguintes parâmetros da região do contato:

Rugosidade dos flancos;

Parâmetro de filme;

Coeficiente de atrito e

Pressão máxima de contato.

3.4.1 Rugosidade média em pinhões.

Os parâmetros de rugosidade foram medidos em todas as engrenagens após cada etapa dos ensaios,

mas como já foi descrito anteriormente, foi feita uma análise dos parâmetros de rugosidade somente para

os pinhões. Os valores médios dos parâmetros de rugosidade foram coletados até 2.262.000 ciclos (26

horas de ensaio). Ressalta-se aqui que o termo “médio” utilizado neste item, refere-se á média da

rugosidade considerando as regiões de adendo, diâmetro primitivo e dedendo.

A Figura 4.8 mostra o comportamento médio do parâmetro de rugosidade Ra ao longo o ensaio de

fadiga de contato, o acompanhamento deste parâmetro forneceu-se uma indicação do acabamento

superficial médio dos flancos. Os pinhões de ADI 2 e AISI 4140 apresentavam um valor muito próximos de

Ra, 1,02 e 0,97 µm respectivamente. Após o término do período de running-in (174 x103 ciclos), os valores

Ra registraram um diminuição dos mesmos, tendo uma queda de 44% para o ADI 2 e 35% para o AISI

4140. Esta atenuação drástica da rugosidade média da superfície dos materiais, se deve muito

provavelmente à pressão de contato elevada imposta neste estágio de running-in, que tem como finalidade

um amaciamento da superfície para os ensaios subsequentes de pitting.

98

Figura 3.7. Rugosidade média dos flancos em função do número de ciclos.

Após o comportamento inicial do parâmetro Ra, este parâmetro permanece sem variações

significativas pelos seguintes 1.400x103 ciclos (16 horas) aproximadamente para os pinhões de AISI 4140,

já os pinhões de ADI 2 apresentam uma leve redução da rugosidade, a qual pode ser acatado como uma

tendência estável, considerando o desvio padrão dos valores médios do parâmetro Ra. Esta etapa de

estabilidade da rugosidade média dos materiais se deve ao fato de não se apresentar danos superficiais

significativos ao longo deste período de ensaios.

Finalmente, devido ao início das ocorrências de dano superficial nos pinhões de ambos os materiais,

os quais provavelmente se iniciaram após 1.550x103 ciclos (22 horas), o parâmetro médio Ra incrementou

seu valor, sendo este incremento de maior proporção para o AISI 4140. O comportamento do parâmetro de

rugosidade Ra no ADI 2 e AISI 4140 pode ser comparado à “curva da banheira” utilizada muito na área

engenharia de confiabilidade, que estuda a confiabilidade de sistemas de forma geral, durante o seu ciclo

de vida. Esta curva apresenta três etapas, sendo a primeira caracterizada pela alta taxa de danos

ocorridas em um curto período de tempo e que logo se estabiliza. Este período de estabilização do

sistema, segunda etapa, se distingue por apresentar falhas normais, inerente ao processo de

funcionamento. Na terceira e última etapa de funcionamento, a taxa de falhas cresce rapidamente com o

tempo, falhas se produzem por desgaste natural do componente devido ao transcurso do tempo e a

destruição muito rápida da região danificada ainda sofre a influência da piora intensa das condições de

mecânicas no contato.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

recebimento 174 870 1566 2262

Ru

go

sid

ade

méd

ia R

a (µ

m)

Número de ciclos x 103

FNAB

4140

ADI 2 ADI 2

99

Seguindo com a análise dos parâmetros médios de rugosidades, a Figura 4.8 apresenta o

comportamento dos valores médios do parâmetro de rugosidade Rz ao longo do ensaio de fadiga de

contato. Este parâmetro fornece a informação sobre a média das alturas máximas de uma superfície.

Observa-se na Figura 4.8 que o comportamento de Rz para o ADI 2, em forma geral, tende apresentar

uma redução com o aumento de números de ciclos. Segundo MAGALHÃES (2007) esta redução é devida

à ocorrência de desgaste leve na superfície e à remoção da maioria dos picos significativos na superfície.

O mesmo comportamento ocorre com o AISI 4140, mas este material experimenta uma elevação de Rz a

partir 1.600 x103 ciclos (após 18 horas de ensaio), isto ocorre provavelmente pelo aumento de danos na

superfície a partir dessa etapa, os quais acarretam consigo a geração de novas superfícies por

arrancamento de material associados à formação de micropitting nos flanco dos dentes. Isto faz com que

novos picos e vales mais profundos sejam medidos, e assim, aumentando assim o valor médio de Rz na

etapa final.

Figura 3.8. Altura média das asperezas dos flancos em função do número de ciclos.

Finalmente foi analisado o parâmetro RSm (espaçamento entre picos), que está relacionado com a

capacidade da superfícies de funcionar como um suporte (quanto menor o RSm, mais picos de asperezas

estarão suportanto a carga de contato, diminuindo assim as tensões de contato). A Figura 4.9 mostra o

comportamento do valor médio do parâmetro RSm ao longo do ensaio, percebe-se que com o aumento do

número de ciclos o valor de RSm aumenta, provocando uma redução da pressão de contato entre as

superfície, devido a remoção dos picos das asperezas com um aumento de picos suportando os esforços.

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

5,0

6,0

7,0

8,0

recebimento 174 870 1566 2262

Ru

go

sid

ade

mád

ia R

z (µ

m)


FNAB

4140

ADI 2

100

A taxa de danos (%A/ciclos) é mais intensa no AISI 4140 especialmente na parte final do ensaio,

permitindo assim a aparição de novos picos de asperezas procedentes das novas superfícies geradas pela

remoção de material, justificando assim a queda do valor médio do parâmetro RSm na parte final do ensaio

para este material.

Figura 3.9. Espaçamento entre picos das asperezas dos flancos em função do número de ciclos.

A análise dos diferentes parâmetros de rugosidade permitiu estabelecer que o comportamento em

termos gerais é similar nos dois materiais, mas é evidente que o processo de degradação da superfície de

contato nos pinhões de AISI 4140 é mais prematuro que os pinhões de ADI 2, em outras palavras, a

manifestação de danos por micropitting acontece primeiro e de uma forma mais acelerada no AISI 4140. O

fato de ADI 2 apresentar uma maior ductilidade ajudou para que deformação e a posterior remoção das

asperezas da superfície acontecesse de uma maneira menos acentuada, retardando a remoção de

material da superfície de contato.

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

recebimento 174 870 1566 2262

Ru

go

sid

ade

Rsm

(es

paç

amen

to/m

m)


FNAB

4140

ADI 2

101

3.4.2 Espessura de filme e coeficiente de atrito

Com os resultados anteriores, a comparação entre o comportamento à fadiga de contato entre as

engrenagens fabricadas em ADI 2 e AISI 4140 quando ensaiadas as mesmas condições, aponta um

melhor desempenho do ADI 2, devido muito provavelmente à combinação de uma matriz de alta

resistência mecânica (ausferrítica) com a presença de nódulos de grafita que podem retardar a propagação

das trincas.

Neste ponto, a literatura apresenta visões diferentes sobre o tema. Magalhães (2002) ressalta a

capacidade de redução da propagação da trinca pela presença dos nódulos, outros autores afirmam

também que os nódulos, por serem concentradores de tensão, são nucleadores de trincas.

Para fortalecer a hipótese do melhor desempenho do ADI 2, são apresentados os resultados de

espessura de filme e coeficiente de atrito ao longo da linha de contato (desde a raiz até o topo do dente),

para os pinhões dos materiais, antes e após os ensaios de fadiga de contato.

A Figura 4.10 apresenta os valores de parâmetro de filme (λ) ao longo do perfil do dentes na etapa de

running-in e no estágio final (pitting 6) para os materiais. Na primeira etapa do ensaio o parâmetro de filme

não era muito diferente entre os materiais, devido à similaridade entre os acabamentos superficiais, após a

rodagem do ensaio, este parâmetro foi se modificando, sempre dependendo do estado da superfície com o

passar dos ciclos. Perceba-se que o ADI 2 após o pitting 6 (2.262 x103 ciclos) teve um incremento

significativo de λ em todos os pontos do perfil do dente, este fenômeno ocorre devido remoção dos picos

mais elevados das asperezas o que diminui a rugosidade média da superfície, indicando assim que o ADI

2, ainda neste período, não experimentava elevadas taxas de danos.

Um comportamento similar acontece com o coeficiente de atrito experimentado pelos pinhões dos

materiais durante a etapa de running-in e no estágio final (pitting 6). O modelo proposto por Michaelis

(1992) e utilizado neste trabalho para a determinação do atrito nos pontos do perfil dos dentes (ver

detalhes no apêndice C) depende diretamente da rugosidade média equivalente ( aEqR ), ou seja, do

parâmetro de rugosidade Ra das duas superfícies em contato.

102

(a) (b)

Figura 3.10 – Parâmetro de filme () ao longo do perfil do dente do pinhão. (a) Após o período de running-in, (b) após o 6º estágio de pitting.

Portanto, na etapa final do ensaio, as superfícies do AISI 4140 apresentavam danos por pitting ou

spalling, que provocaram o aumento do parâmetro Ra, e consequentemente um aumento no valor do

coeficiente de atrito. Já o ADI 2 ainda estava no processo de remoção de picos de asperezas e não

apresentava danos significativos na sua superfície, o que se traduz em um valor menor de atrito na parte

final do ensaio.

Considerando este comportamento diferente do coeficiente de atrito, acredita-se que esta alteração

nas condições de contato estão diretamente relacionadas com o desempenho quanto ao desgaste destes

materiais.

(a) (b)

Figura 3.11 – Coeficiente de atrito () ao longo do perfil do dente do pinhão. (a) Após o período de running-in, (b) após o 6º estágio de pitting.

ADI 2

ADI 2

103

Ao analisarmos em conjunto as Figuras 4.10 e 4.11, observa-se também que tanto o parâmetro de

filme quanto o coeficiente de atrito, apresenta-se mais severos na região do dendendo e diâmetro primitivo.

Este fato está de acordo com o desgaste mais intenso identificado nestas regiões.

3.4.3 Pressão de contato de Hertz

Por último foi analisado a diferença da pressão máxima de Hertz, às quais foram submetidos os

pinhões ao longo dos ensaio de fadiga de contato. A Figura 4.12 apresenta a pressão máxima de Hertz

para os dois materiais. É importante ressaltar que o modelo de pressão de Hertz não considera a

rugosidade, ou seja, na equação da pressão não entra a rugosidade dos corpos. Note-se também que as

regiões nas quais as pressões são maiores são no dedendo e diâmetro primitivo, sendo estas as zonas

mais desgastadas, apresentando os maiores danos de por pitting e/ou spalling.

A Figura 4.12 mostra que devido ás propriedades elásticas dos materiais, nas condições de ensaio, o

FNAB desenvolve menores valores de pressão de contato de Hertz ao longo de toda a superfície do dente

(desde a raiz até o topo). Novamente, este fato apresenta impacto direto na resistência ao desgaste destes

materiais.

Figura 3.12 Máxima pressão de Hertz ao longo do perfil do dente do pinhão para o AISI 4140 e ADI 2.

4,0E+08

6,0E+08

8,0E+08

1,0E+09

1,2E+09

1,4E+09

1,6E+09

1,8E+09

2,0E+09

65 70 75 80 85

Máx

ima

Pre

ssão

de

He

rtz

[Pa]

Posição diametral no pinhão [mm]

FNAB

4140

ADI 2

4140

104

4 CONCLUSÕES

Os Ferros Fundidos Nodulares Austemperados (FFNA) apresentam uma combinação de propriedades

mecânicas como resistência à tração e à fadiga, tenacidade e resistência ao desgaste, que ampliam o

campo dos ferros fundidos, particularmente em engrenagens, componentes nos quais são críticos os

requisitos de resistência à fadiga e ao desgaste.

Este trabalho pretendeu melhorar o conhecimento sobre o comportamento de engrenagens fabricadas

em FFNA, assim como também fazer uma comparação com engrenagens fabricada em um aços

tradicional, através da realização de ensaios à fadiga de contato, acompanhado de uma caracterização de

das superfícies de trabalho ao longo dos ensaios e análise do atrito e teoria elastohidrodinâmica.

Após ensaios, o tipo de falha predominante para os ferros fundidos nodulares (ADI 1 e ADI 2) foi

lascamento (spalling), que consistes na liberação de grandes escamas de fadiga da superfície do material.

Já por o aço AISI 4140 foram achadas formações de pequenas crateras superficiais conhecidas como

pitting.

A identificação da evolução dos danos anteriores nos flancos dos dentes das engrenagens através da

técnica de análise de imagens foi adequada, permitindo a quantificação dos danos de pitting e/ou spalling,

que foram usados para comparar a resistência a estas falhas entre os materiais estudados. Constatou-se

que maior parte dos danos se apresentou nas regiões do dedendo e adendo, sendo as regiões que

reportaram as maiores pressões de contato de Hertz. Igualmente com o acompanhamento dos diferentes

parâmetros de rugosidades, foi possível saber a evolução da superfície com o decorrer do ensaio,

permitindo estimar a ocorrências dos primeiros danos e o progresso dos mesmos ate o final do ensaio.

Ao caracterizar o desempenho de engrenagens fabricadas em FFNA, é importante ressaltar que as

variáveis que controlam a produção dos FFNA, são bastante influentes nas propriedades mecânicas

resultantes e a sua aplicação destes materiais em engrenagens. Foi o caso do material FNAN, que por

uma inadequada seleção de parâmetros do tratamento térmico, não foi possível obter uma microestrutura

ausferrítica no material, sendo esta a microestrutura indicada para engrenagens de ferros fundidos

nodulares em aplicações de transmissão de potencia.

105

O fato anterior ajudou a determinar que o tribômetro FZG-LASC, em ambiente laboratorial, tem a

capacidade de reproduzir ou simular adequadamente os mecanismos de desgaste que ocorrem em

engrenagens quando em funcionamento, já que o ADI 1 apresentou o pior desempenho à fadiga de contato

dos materiais ensaiados.

Por outro lado, o ADI 2 apresentou uma boa resistência ao desgaste superficial, a pesar constatar-se a

existência de grandes quantidades de microtrincas abaixo da superfície de trabalho dos dentes

observados. De fato, o fenômeno de pitting ocorreu quando os valores do parâmetro de filme (λ) foram

muito baixos, valores que, em ensaios realizados nas mesmas condições, conduziram a danos por pitting

mais rápido nas engrenagens fabricadas em aço AISI 4140, este fato concorda com a taxa de danos

calculada para os materiais, na qual este último material apresenta uma taxa de danos ligeiramente

superior ao ADI 2 ao longo do ensaio.

Adicionalmente das análises feitas de rugosidade superficial e coeficiente de atrito destes dois

materiais, confirma-se que o aço AISI 4140, após 2.262 x103 ciclos, apresentava um taxa de danos

acelerada, e novas superfícies estavam sendo geradas pela remoção de material, provocando

modificações na rugosidade media da superfície e consequentemente no atrito. Já o ADI 2 para o mesmo

numero ciclos, estava na etapa de remoção e deformação de picos das asperezas da superfícies,

evidenciado pelos poucos danos superficiais significativos e pelos valores dos parâmetros de rugosidades.

Ao relacionar a resistência à fadiga de contato dos materiais ensaiados com as suas propriedades

mecânicas, parece ser que a propriedade de energia absorvida ao impacto influenciou de maneira direta no

desempenho dos materiais nos ensaios. A camada temperada do aço AISI 4140 apresentava pouca

tenacidade para evitar a nucleação e propagação de trincas, em quanto, o ADI 2 pela combinação da

microestrutura ausferrítica, junto com os nódulos de grafita, apresenta valores maiores de absorção de

energia ao impacto o que contribui fundamentalmente na propagação de trincas na matriz do material.

Apesar da boa resistência à fadiga de contato do ADI 2, a fratura de dentes em dois dos três corpos-

de-prova ensaiados, revelou uma menor capacidade deste material a suportar esforços de flexão a

pressões de contato elevadas, o que aponta à não utilização do material em aplicações que apresentem

esforços de flexão elevados, capazes de promover a propagação de trincas na raiz do dente.

106

5 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS

Análise do óleo após cada estagia do ensaio, com o intuito de correlacionar o tipo de desgaste, as

características do óleo e as formas dos debris.

Continuar com novas variantes metalúrgicas nos FFNA, aperfeiçoamento dos parâmetros de

austêmpera e composição química, visando aumentar a resistência às solicitações na quais

possam ser utilizadas as engrenagens fabricadas neste material.

Aplicar um tratamento superficial como “shoot-peening” com o objetivo de aplicar e tensões

residuais na superfície e avaliar seu comportamento em fadiga de contato

Realização de maior número de ensaios e a diferentes níveis de pressão e severidade contato,

com a finalidade de determinar a resistência à fadiga de contacto dos diferentes materiais

ensaiados.

Medição do níveis de vibração da maquina ao longo do ensaio.

107

6 REFERÊNCIAS

ALBAN L.E., Systematic Analysis of Gear Failures, American Society for Metals, 1985

AMERICAN SOCIETY FOR METALS. Failure analysis and prevention. In: Metals Handbook, vol. 11, p. 2909, 2002. AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. ASTM D5182 - 97: Standard Test Method for

Evaluating the Scuffing Load Capacity of Oils (FZG Visual Method). ASTM, 2008.

BALZER M.E., “Determinação da “Janela de Processo” de Austêmpera de um ADI sem Adição se

Elementos de Liga Através de Ensaios Mecânicos d Metalográficos”Dissertação de mestrado, Universidade

Federal de Santa Catarina, 2003

BRANDALIZE, G. G., KODA, F.; SILVA, C. H. “Metodologia de ensaios tribológicos em engrenagens

cilíndricas de dentes retos”. XIV Congresso Nacional de Estudantes de Engenharia Mecânica, UFU –

CREEM 2007.

BARTZ, W. J.; KRÜGER, V. K. Influence of lubricants on the pitting fatigue gears, Wear, vol. 35, p. 315-329,

1975.

CHIRONS N.P., Ed., Gear Design and Application, McGraw-Hill, 1967.

C.R. DAS, S.K. ALBERT, A.K. BHADURI , S.K. RAY., Failure analysis of a pinion, Engineering Failure

Analysis 12, P 287–298, 2005.

DAVIS, J.R. “Gear materials, properties, and manufacture” ASM International, ISBN 0-87170-815-9, 2005

DOANE D.V., Carburized Steel—Update on a Mature Composite, Carburizing: Processing and Performance, G. Krauss, Ed., ASM International, 1989. DOS SANTOS JÚNIOR, A., Engrenagens Cilíndricas de Dentes Retos, Apostila para os Cursos: Sistemas Mecânicos, Faculdade de Engenharia Mecânica da UNICAMP, 2003 R.C. DOMMARCO, P.C. BASTIAS, H.A. DALL’O, G.T. HAHN, C.A. RUBIN., Rolling Contact Fatigue (RCF) resistance of AusRevenido Ductile Iron (ADI), Wear 221, P 69–74, 1998 DOOD, J., GUNDLACH, R., Advances in process technology and new application os asRevenido irons, Climax Molybdenum, EUA, 1989. DOWLING W.E, DONLON W.T., COPPLE W.B. Fatigue Behavior of two Carburized Low Alloy Steels, 1995 Carburizing and Nitriding with Atmospheres, J. Grosch, J. Morral, and M. Schneider, Ed., ASM International, 1995. DUCTILE IRON DATA for Design Engineers, http://www.ductile.org/didata/default.htm,

http://www.ductile.org/didata/default.htm

108

DUDLEY, D W. “Handbook of pratical dear design” CRC Press, ISBN 1566762189, 1994

ERRICHELLO R., Friction, Lubrication, and Wear of Gears, Friction, Lubrication, and Wear Technology, Vol 18, ASM Handbook, ASM International, 1992 ELLIOTT, R.” Current status of ausRevenido cast irons”. Advanced Materials Research, Switzerland; v. 4-5,

p.1-16, 1997.

FZG, Description of the pittingtest, Institute for Machine Elements – Gear Research Center, 1992.

GUESSER, W. Propriedades Mecânicas dos Ferros Fundidos, Editora Blucher, 2009

GUESSER W.L., GUEDES L.C., “Desenvolvimentos Recentes em Ferros Fundidos Aplicados à Indústria

Automobilística”, Seminário da Associação de Engenharia Automotiva - AEA, São Paulo, 1997

GUESSER W.L., GUEDES L.C, DURAN P., DE SOUZA A., Utilização de ferros fundidos nodulares

bainítico na fabricaçãi de engrenagens, XL congresso anual da ABM, Rio de Janeiro, 1985.

HARDING, R.A., The Use of AusRevenido Ductile Iron for Gears in 2◦ WorldCongress of Gears, Paris,

1984.

HARDING, R.A., Ferrous materials used for gears – a review, 1986.

HAYRYNEN K.L., “The Production of AusRevenido Ductile Iron (ADI)” World Conference on ADI, 2002.

HYDE R.S, Contact Fatigue of Hardened Steel, Fatigue and Fracture, Vol 19, ASM Handbook, ASM

International, 1996

IMREK, H; DUZCUKOGLU, H. Relation between wear and tooth width modification in spur gears. 2006.

KODA, F., Estudo da fadiga de contato em engrenagens cilíndricas de dentes retos, Dissertação de

mestrado, UTFPR-PR, 2009.

MAAG GEAR BOOK. Calculation and manufacture of gears and gear drivers for designers and works

engineers. Zurick, Switzerland, FABAG, 1963.

MAGALHÃES, LUIS MANUEL MARTINS LEITE DE. Resistência ao desgaste e gripagem de engrenagens

em ferro fundido nodular austemperado (ADI). Universidade do Porto, 1995.

MAGALHÃES, LUIS MANUEL MARTINS LEITE DE. Caracterização tribologica de um ferro nodular

austemperado em ensaios disco-dsco e engrenagens FZG, Universidade do Porto, 2002.

MAGALHÃES L., SEABRA J., SÁ C. Experimental observations of contact fatigue crack mechanisms for

ausRevenido ductile iron (ADI) discs, Wear 246, P 134-148, 2000.

MAGALHÃES, L.; SEABRA, J.; MARTINS, R. AusRevenido ductile iron (ADI) gears: Power loss, pitting and

micropitting, Wear, vol. 264, p. 839 – 849, 2007.

109

MERRIT H.E., Gear engineering, Ed. Pitman, Londres, 1971

PUTATUNDA S. K., P. PRASAD RAO. Comparative study of fracture toughness of ausRevenido ductile

irons with upper and upper ausferrite microstructures, Materials Science and Technology , Vol. 14 1257.

1998

PUTATUNDA S. K., P. PRASAD RAO, Investigations on the fracture toughness of ausRevenido ductile

irons austenitized at different temperatures, Materials Science and Engineering A349, p 136-149, 2003

RAKHIT, A.K. Heat treatment of gears, ASM International. II. Title. TJ184.R35, 2000 SELING, E.; SILVA, C. H. “Influência da composição e das condições de tratamento de austêmpera nas

propriedades mecânicas de ferros fundidos nodulares utilizados na fabricação de engrenagens”. SICITE-

UTFPR, 2009.

SHIGLEY, J. MISCHKE, C. “Projeto de engenharia mecânica.” 7.ed. PORTO ALEGRE: Bookman, 2008.

ZAFOSNIK, B.; GLODEZ, S.; ULBIN, M.; FLASKER, J. A fracture mechanics model for the analysis of micro-

pitting in regard to lubricated rolling–sliding contact problems, International Journal of Fatigue, vol 29, p. 1950-

1958, 2007.

110

APÊNDICE A – Ensaios mecânicos

Foram realizados ensaio mecânicos de tração, impacto Charpy e durezas com o objetivo de

estabelecer as propriedades mecânicas dos materiais ensaiados neste trabalho. Os ensaios mecânico de

tração e de dureza foram feito após da finalização dos ensaios de fadiga de contato, já que os corpos-de-

prova necessários para efetuar os mesmos foram extraídos das engrenagens obrigando a destruição

completa do componente.

A.1 Ensaio de impacto Charpy

Foram realizados ensaio de impacto Charpy segundo a norma ASTM E 23, a temperatura ambiente, e

utilizando uma Maquina Universal de impacto Charpy Testor Amsler Wolpert tipo pw30/15, com um martelo

de 15 kg, do Laboratório Metalúrgico e Mecânico da empresa TUPY S.A. Foram feitos cinco corpos-de-

prova para cada material conforme à Figura A.1

Figura A.1. Desenhos do corpo de prova de impacto, baseado na norma ASTM E 23.

Os corpos-de-prova do aço AISI 4140 foi feita uma tempera total da peça, com o objetivo de atingir

uma dureza de aproximadamente 56-58 HRc, e garantir que os corpos-de-prova representaram condições

similares à camada temperada das engrenagens deste material. Após a tempera total a dureza média

atingida pelos corpos-de-prova foi de 55±0,9 HRc, seguidamente foi feito o entalhe nos mesmo.

A Tabela A.1 mostra os resultados do ensaio de impacto Charpy para todos os materiais.

111

Tabela A.1. Resultados de ensaio de impacto Charpy

Ensaio Charpy (J)

Material

Amostra ADI 1 ADI 2 4140

1 7,8 7,5 4,7

2 9,7 6 4,1

3 9,8 5,8 3,6

4 9,2 4,9 5,9

5 9,2 4,8 4,3

Média 9,14±0,8 5,8±1,1 4,52±0,9

Após ensaio foi feito uma análise fractográfica dos corpos-de-prova, nesta etapa só foram analisadas

as amostras dos ferros fundidos nodulares. A Figura A.2 apresenta com detalhe os mecanismos de fratura

de cada um dos materiais.

Figura A.2 - Mecanismos de fratura em ADI 1 e ADI 2..

112

A.2 Ensaio de tração

Ensaios de tração segundo a norma DIN 50125, foram realizados nos ferros fundidos nodulares, ADI 1

e ADI 2, utilizando uma Máquina Universal de Ensaios de Materiais Emic do Laboratório Metalúrgico e

Mecânico da empresa TUPY S.A. Utilizou-se uma coroa por cada material após de serem ensaiadas para

extrair os corpos-de-prova para este ensaio, para tal fim, foram realizados cortes nos componentes como

mostra a Figura A.3(a), após os cortes, os materiais extraídos (Figura A.3(b)) foram usinado conforme as

medidas apresentadas na Figura A.3(c).

(a)

(b)

(c) Figura A.3 - Detalhes das amostras.

A Tabela A.2 mostra os resultados do ensaio à tração dos ferros fundidos nodulares. Igualmente é

apresentado na Figura A.4 o diagrama tensão-deformação obtido por meio do ensaio de tração de cada

material.

Tabela A.2. Resultados do ensaio de tração.

Amostra Ø

Cp

LR

(MPa)

LE

(MPa)

A

(%)

Módulo de Elasticidade

(GPa)

ADI 2 5,98 1273 920 3,53 186,9

ADI 1 5,99 938 589 6,80 186,4

113

Figura A.4. Diagrama tensão deformação dos ensaios de tração realizados.

A.3 Macrodureza

Para obter informação da dureza na região de contato, foram realizadas varreduras de dureza nas

faces dos dentes, mas devido à incapacidade dos equipamentos de medição de dureza em superfícies

curvas, próprio da geometria das engrenagens tipo C, teve-se a necessidade de deixar a superfície de

contato de forma plana. Para tal fim, os dentes a serem estudados foram embitudos em baquelite, de tal

forma que a face na qual seriam feitas as medições ficasse do lado de fora.

Logo em seguida, foi removida parte da superfície de contato, utilizando lixas com granulométrica 80

até conseguir uma superfície totalmente plana. A Figura A.5 apresenta um esquema mostrando as partes

do dente a serem removidas pelo lixamento (vermelha) e a parte que ficara na baquelite, finalmente se

mostra como ficou a superfície após o lixamento.

ADI 1 ADI 2

114

Figura A.5. Esquema de montagem do dente para medição de dureza

Tendo a superfícies de contato totalmente plana, procedeu-se as medições de dureza, tipo Rockwell C

(HRc) utilizando um durômetro Wilson do laboratório de materiais da UTFPR, seguindo as direções de

varredura apresentadas na Figura A.6. Desta forma permitiu-se fazer um mapeamento da dureza ao longo

da superfície de contanto. Na Tabela A.3 são apresentados os parâmetros para fazer as medições de

dureza.

Figura A.6. Direções de varredura de dureza na superfície de contato.

a c b d

I

II

III

Baquelita

Superfície de contato

115

Tabela A.3. Parâmetros utilizados para as medições de dureza.

Parâmetros

Dureza Rockwell C (HRc)

Equipamento Wilson

Carga 150 kgf

Identador Cônico de diamante 120º

Numero de medições 12 por amostra

A Tabela A.4 à Tabela A.6 apresentam os resultados das varreduras de dureza na superfície de contato de

todos os materiais.

Tabela A.4. Durezas na superfície de contato do ADI 1

a b b d

I 33 31 29 29

II 30 30 30 29

III 33 33 32 31

Tabela A.5. Durezas na superfície de contato do ADI 2

a b b d

I 36 37 37 36

II 36 38 38 36

III 38 36 38 39

Tabela A.6. Durezas na superfície de contato do aço AISE 4140

a b b d

I 56 58 58 56

II 57 57 44 38

III 27 24 21 20

116

APÊNDICE B – Perfis

Na Tabela B.1 apresenta a avaliação dos perfis das engrenagens utilizadas nos ensaios, as imagens

mostram a comparação do perfil teórico, obtido no software Solid Edge V19, sobreposto á imagem do

dente obtida no projetor de perfil. Das coroas de ambos os materiais pode-se observar que o perfil

projetado do dente se ajusta adequadamente, tanto na largura como na altura, ao perfil teórico, o que

significa que estes componentes foram fabricados com o perfil apropriado indicado na Tabela 2.11 para

engrenagens tipo–C. No entanto, os perfis projetados dos pinhões apresentaram diferenças em relação ao

perfil teórico.

Tabela B.1. Perfis dos dentes das engrenagens.

ADI 1 ADI 2

Coroa

Pinhão

A principal diferença esta na altura dos perfis, os dentes dos pinhões tem uma altura maior que o dente

teórico, tal como é mostrado com mais detalhe na Figura B.1. Esta diferença de altura tem um valor

aproximado de 500 µm e optou-se por fazer os ensaios com este defeito dimensional dos pinhões, já que

não representava mudanças significativas na área de contato.

ADI 1-1

ADI 1-2

ADI 2-3

ADI 2-1

117

Figura B.1. Diferença de altura entre o perfil teórico e o perfil projetado dos dentes dos pinhões.

118

APÊNDICE C – Condições de contato

A seguir serão apresentados os equacionamentos para cálculo do parâmetro de filme, espessura de

filme e coeficiente de atrito em engrenagens.

C 1 – PARÂMETRO DE FILME

As engrenagens normalmente operam sobre regimes de lubrificação elasto-7hidrodinâmica (EHD). No

entanto, engrenagens também podem operar com regimes mistos ou lubrificação de contorno. O fator que

irá determinar quais dessas situações ocorrerá é o parâmetro de filme ( ), que é definido pela

Equação C.1.

2 2

1 2

c

q q

h

R R

Eq. C.1

sendo:

ch= a espessura de filme de lubrificante no centro da área de contato

1qRe 2qR

= as rugosidades médias Rms das duas superfícies contatantes

O denominador da Equação C.1 é denominado rugosidade superficial composta. Segundo Norton

(2005) o parâmetro de filme no centro da área de contato pode ser relacionada à espessura mínima do

filme minhna extremidade da pista de contato pela Equação C.2.

min

4

3ch h

Eq. C.2

A Figura C.1 apresenta a relação entre o parâmetro de filme e a vida relativa sob fadiga. Observa-se

que para h < 1 contato metal-metal irá ocorrer e existirá uma condição de lubrificação limite. Para valores

de > 1 começa a lubrificação elastohidrodinâmica. Para uma lubrificação EHD completa > 3.

Percebe-se que a migração de um regime de lubrificação limite ou de contorno para um regime de

lubrificação EHD pode dobrar a vida a fadiga de determinado componente, no entanto, valores muito

119

elevados para o parâmetro de filme ( > 4) podem gerar perdas significativas no que diz respeito ao atrito

viscoso.

Figura C.1. Vida relativa a fadiga em função da espessura específica de filme [FONTE: NORTON, 2004].

C. 2 ESPESSURA MÍNIMA DE FILME EM CONTATO NÃO-CONFORMES

A Equação C.3 definida por Downson e Higginson determina a espessura mínima do filme em um

contato EHD entre rolos cilíndricos.

' ' 0,54 0,7 0,130min ' ' ' '

2,65 ( ) ( ) ( )U P

h R EE R bE R

Eq. C 3

Sendo:

P = carga transversal (lb) ao filme de lubrificante

b = comprimento do contato axial (in),

U = velocidade média (in/s),

0 = viscosidade absoluta do lubrificante (Reyn) à pressão atmosférica e temperatura operacional,

120

'R = raio de curvatura equivalente,

= coeficiente pressão-viscosidade.

E o módulo de elasticidade efetivo pode ser definido pela Equação C.4

'

1 2

2E

m m

Eq. C.4

As constantes de material m1 e m2, são definidas pelas equações:

, Eq. C.5

, Eq. C.6

Sendo:

E1: E2 = Módulo de elasticidade (Pa)

1 : 2 = Coeficiente de poisson.

Com a Equação C.3 a espessura mínima de filme pode ser calculada para um conjunto de contato

não-conformante como um par de dentes de engrenagem, por exemplo, (NORTON, 2004).

C 3 ATRITO EM ENGRENAGENS

Engrenagens cilíndricas de dentes retos operam sobre condições de deslizamento e rolamento. Em

alguns locais ao longo do perfil em contato existirá o deslizamento e em outros o rolamento. O atrito entre

superfícies é uma das principais fontes de perda de potência em engrenagens, logo considerar os efeitos

do atrito em um projeto de desenvolvimento de engrenagens é de grande importância.

Existem diversos estudos que tratam do coeficiente de atrito, porém, encontrar dados referentes ao

atrito local não é uma tarefa simples. Dentre os modelos que descrevem o coeficiente de atrito para

engrenagens em contato, podemos destacar a equação da norma DIN 3990, a equação descrita pela ISO

6336 e o modelo proposto por Michaelis (1983).

2

11

1

1m

E

2

22

2

1m

E

121

O modelo proposto por MICHAELIS (1983) é apresentado na Equação C.7

0.2 0.25

0.05

0

1

0.171aEqL

MIC

eq R

RW

R V d

Eq. C.7

O modelo acima apresentado será utilizado para a modelagem de atrito nos pares engrenados deste

trabalho. Os parãmetros deste modelo são:

eqR é o raio de curvatura equivalente

1

1 2

1 1eq

i i

RR R

Eq. C.8

R1i e R2i são os raios de curvatura de pinhão e coroa no ponto

analisado e

LWé a carga específica em N/mm

cos

nL

wt

FW

b

Eq. C.9

nF é a força normal aplicada [N]

wt é o ângulo de pressão de funcionamento

b é a face do dente em contato [mm]

aEqR é a rugosidade média equivalente

1 2

1( )

2aEq a aR R R

Eq. C.10

1aRe 2aR

são as rugosidades Ra de cada uma das engrenagens.

RV é a velocidade de rolamento.

A velocidade de rolamento é perpendicular a linha de ação. Os cálculos da velocidade de rolamento

também podem ser realizados utilizando a Equação C.11.

122

2y

R y wtV Vseni

Eq. C.11

V é a velocidade tangencial de referência dada em m/s,

i é a relação de transmissão

y é um parâmetro adimensional sobre a linha de engrenamento que representa a

distância do ponto primitivo ao ponto de contato considerado. No ponto primitivo seu valor

considerado é zero.

Sabe-se que o atrito sofre também forte influência dos tipos de aditivos presentes no lubrificante e do

recobrimento protetivo aplicado em engrenagens.

Considerando-se esses fatores adicionais obtém-se a Equação C.12, sendo esta uma adaptação para

o modelo de Michaelis (1982). Com esta equação pode-se calcular o atrito para diversos pontos ao longo

da linha de contato.

0.2 0.25

0.05

0

1

0.171aEqL

MIC L C

eq R

RWX X

R V d

Eq. C.12

Sendo XL e XC são parâmetros referentes ao lubrificante e ao recobrimento respectivamente. Como as

engrenagens analisadas neste trabalho não apresentam grau de recobrimento, o fator XC recebe um valor

igual a um.

Para o fator XL deve-se verificar a composição dos lubrificantes utilizados. Neste trabalho XL = 1.

JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ - utfpr.edu.br · Figura 2.2. Posições da área de contato entre os...

Documents

Transcript of JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ - utfpr.edu.br · Figura 2.2. Posições da área de contato entre os...