( PDF ) Estudo do desgaste adesivo severo (Galling), em ligas resistentes à corrosão, aplicadas na indústria de óleo e gás

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Luiz Antonio Ribeiro do Prado

ESTUDO DO DESGASTE ADESIVO SEVERO

(GALLING), EM LIGAS RESISTENTES À CORROSÃO,

APLICADAS NA INDÚSTRIA DE ÓLEO E GÁS

Dissertação apresentada para obtenção do Título de Mestre

pelo Programa de Pós-Graduação do Departamento de

Engenharia Mecânica da Universidade de Taubaté.

Área de Concentração: Tecnologia dos Materiais e

Processos de Fabricação

Orientador : Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro

Taubaté - SP

2004

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LUIZ ANTONIO RIBEIRO DO PRADO

ESTUDO DO DESGASTE ADESIVO SEVERO (GALLING), EM LIGAS

RESISTENTES À CORROSÃO, APLICADAS NA INDÚSTRIA DE ÓLEO E GÁS

UNIVERSIDADE DE TAUBATÉ, TAUBATÉ, SP

Data : _________________________

Resultado : _____________________

COMISSÃO JULGADORA

Prof. Dr. _________________________________________

Instituição ________________________________________

Assinatura _______________________________________

Prof. Dr. _________________________________________

Instituição ________________________________________

Assinatura _______________________________________

Prof. Dr. _________________________________________

Instituição ________________________________________

Assinatura _______________________________________

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A meus pais, Luiz e Conceição,

meus eternos incentivadores.

A Lúcia, minha esposa, e aos meus filhos,

Davi, Lucas e Paula, meus companheiros

em todas as lutas.

AGRADECIMENTOS

À Cooper Cameron do Brasil, pelo apoio e patrocínio do dispositivo de teste e dos

materiais, na pessoa de seus gerentes, que aceitaram a idéia de uma pesquisa

independente das obras correntes e propiciaram meios para sua execução.

A Carlos Aparecido de Oliveira, Antonio Carlos da Costa, Davi Ferreira Luz de Oliveira

e Rubens Pinto do Nascimento, pelo auxílio no desenvolvimento do projeto do

dispositivo.

A Paulo Márcio da Silva Aguiar, pela colaboração no aperfeiçoamento dos corpos de

prova.

A Nelson Lourenço Novo Júnior, por seu empenho na execução dos testes.

Ao meu orientador, Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro, pela sua presteza e habilidade,

que para além do domínio da técnica para condução de uma pesquisa, procura levar

o orientado, também, à motivação para sempre seguir em frente.

Aos colegas da Cameron que de forma direta ou indireta contribuiram para o sucesso

do trabalho.

Aos meus familiares, por seu apoio constante.

PRADO, L. A. R. Estudo do desgaste adesivo severo (galling), em ligas

resistentes à corrosão, aplicadas na indústria de óleo e gás. 2004. 113 f.

Dissertação (Mestrado, Engenharia Mecânica) - Departamento de Engenharia

Mecânica, Universidade de Taubaté, Taubaté.

RESUMO

Os aços inoxidáveis austeníticos, bem como os duplex, são extensivamente

aplicados na Indústria do Petróleo. Esses aços possuem uma considerável resistência

aos ambientes corrosivos e os duplex também oferecem elevados níveis de

resistência mecânica. Contudo, esses aços figuram entre os metais mais

particularmente susceptíveis ao fenômeno do galling, que é uma forma severa do

desgaste adesivo e causa pesados danos às superfícies das peças em contato de

deslizamento. Nos equipamentos submarinos, o fenômeno se apresenta com alguma

freqüência, pois muitas de suas peças são construídas em aços inoxidáveis. As

formas usuais para evitar o problema do desgaste adesivo são o controle da

velocidade de deslizamento, lubrificantes, recobrimentos superficiais e o uso de pares

dissimilares, ou seja, pares de contato feitos de materiais diferentes. Em muitas

aplicações nos equipamentos submarinos, as peças são usadas sem recobrimentos

ou lubrificantes, que seriam inibidores do desgaste adesivo. Assim, o uso de pares

dissimilares é um método útil para a diminuição da incidência do galling nesses

equipamentos. Este trabalho consiste no estudo comparativo da resistência ao galling

de ligas resistentes à corrosão, em pares dissimilares. Foi projetado e construído um

dispositivo de teste para colocar os pares em atrito, monitorando a força de contato.

Corpos de prova foram fabricados inicialmente simulando o perfil de uma rosca ACME

e depois recebendo algumas pequenas adaptações para melhor detecção do

fenômeno.

Palavras-chave: desgaste adesivo; galling; aços inoxidáveis; Inconel; equipamentos

submarinos; petróleo.

PRADO, L. A. R. Study of galling in corrosion resistant alloys applied in the

oilfield industry. 2004. 113 p. Dissertation (Master Science, Mechanical Engineering)

- Department of Mechanical Engineering, University of Taubaté, Taubaté - SP - Brazil.

ABSTRACT

The austenitic stainless steels, as well the duplex stainless steels, are

abundantly applied to the Oilfield Industry. Those steels present a notable resistance

to the corrosive enviroments and the duplex ones also present high mechanical

resistance levels. However, those steels are among the metals group that are specially

susceptible to the galling phenomena. Galling is a severe form of adhesive wear, that

causes heavy damages to the parts sliding surfaces. The galling incident appears with

some frequency in the subsea equipment because many of their parts are made in

stainless steels.The usual ways to avoid the adhesive wear problem are the control of

sliding speed, lubricants, coatings, platings and the use of non-similar pairs, what

means sliding parts made in different materials. In many of the applications in the

subsea equipments, the parts are used without surface coatings nor lubricants, that

could be inhibitors of adhesive wear. So, the use of non-similar pairs is an useful

method to decrese the incidence of galling in those equipments. This work consists in

the comparative study of the corrosion resistant alloys galling resistance, in non-similar

pairs. A test device was designed and constructed to test different pairs under friction,

monitoring the contact force. Test samples were manufactured initially simulating the

profile of an ACME thread and after receiving some small adaptations to a better

detection of the phenomena.

Key-words: adhesive wear; galling; stainless steels; Inconel; subsea equipment;

oilfield

SUMÁRIO

Lista de Figuras 8

Lista de Tabelas 12

Lista de Quadros 15

1. Introdução 16

2. Revisão da Literatura 19

2.1. O mecanismo do galling

2.2. Sistemas de prevenção

2.3. Métodos de avaliação e medição

2.4. Fatores de influência

3. Proposição 35

4. Materiais e Métodos 36

4.1. Banco de testes

4.2. Características dos materiais ensaiados

4.3. Combinações dos corpos de prova

4.4. Pré-testes

4.5. Testes finais

5. Resultados 50

5.1. Pré-testes

5.2. Testes finais

6. Discussão 79

7. Conclusões 101

Referências Bibliográficas 102

Apêndice A - Cálculo estimativo dos esforços 105

Apêndice B - Detalhes do projeto do dispositivo de teste 107

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 -

Exemplo de um caso real de rosca de atuador de válvula

destruída pelo galling

Figura 2 - Foto de uma Árvore de Natal Submarina 18

Figura 3 -

Representação do fenômeno do desgaste adesivo

Figura 4 - Simulação computadorizada de desgaste adesivo 23

Figura 5 -

Aspecto visual de amostras de comparação submetidas a

atrito sob pressão

Figura 6 -

Exemplo da morfologia da camada aderida em uma ocorrência

de galling

Figura 7 - Influência da rugosidade superficial no volume aderido 28

Figura 8 - Dispositivo para avaliação do galling pela aspereza produzida 29

Figura 9 -

Montagem do rugosímetro para mapeamento da rugosidade

da tira

Figura 10 - Exemplo do mapeamento da rugosidade da tira 30

Figura 11 -

Esquema do dispositivo de contato linear para estudo do

galling

Figura 12 - Representação esquemática do dispositivo de teste 37

Figura 13 -

Fotos do dispositivo de teste

Figura 14 -

Detalhe do dispositivo mostrando corpos de prova em posição

de teste

Figura 15 -

Detalhes do sistema de aquisição de dados

Figura 16 -

Foto de um par pino / caixa de corpos de prova

Figura 17 - Foto dos corpos de prova dispostos por seqüências e

combinações

Figura 18 -

Par P-304-02 / C-316-01 após pré-teste

Figura 19 - Par P-410-01 / C-410-06 após pré-teste 51

Figura 20 - Par P-304-04 / C-174-01 após pré-teste 53

Figura 21 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 após os testes 58

Figura 22 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inox 316

após os testes

Figura 23 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e duplex 2205

após os testes

Figura 24 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inox 17-4PH

após os testes

Figura 25 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inconel 718

após os testes

Figura 26 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inox 410

após os testes

Figura 27 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 após os testes 64

Figura 28 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e duplex 2205

após os testes

Figura 29 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e inox 17-4PH

após os testes

Figura 30 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e inconel 718

após os testes

Figura 31 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e inox 410

após os testes

Figura 32 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 após os

testes

Figura 33 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 e inox 17-

4PH após os testes

Figura 34 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 e inconel

718 após os testes

Figura 35 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 e inox 410

após os testes

Figura 36 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 17-4PH após os

testes

Figura 37 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 17-4PH e inconel

718 após os testes

Figura 38 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 17-4PH e inox 410

após os testes

Figura 39 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de inconel 718 após os

testes

Figura 40 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de inconel 718 e inox 410

após os testes

Figura 41 -

Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 410 após os testes

Figura 42 - Efeito de deterioração produzido pelo material 304 em contato

com os demais

Figura 43 -

Efeito de deterioração sofrido pelo material 304 em contato

com os demais

Figura 44 - Comportamento do efeito global do material 304 em contato

com os demais

Figura 45 - Histograma para o comportamento do material 304 em contato

com os demais

Figura 46 - Efeito de deterioração produzido pelo material 316 em contato

com os demais

Figura 47 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 316 em contato

com os demais

Figura 48 -

Comportamento do efeito global do material 316 em contato

com os demais

Figura 49 - Histograma para o comportamento do material 316 em contato

com os demais

Figura 50 - Efeito de deterioração produzido pelo material 220 em contato

com os demais

Figura 51 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 220 em contato

com os demais

Figura 52 -

Comportamento do efeito global do material 220 em contato

com os demais

Figura 53 - Histograma para o comportamento do material 220 em contato

com os demais

Figura 54 - Efeito de deterioração produzido pelo material 174 em contato

com os demais

Figura 55 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 174 em contato

com os demais

Figura 56 -

Comportamento do efeito global do material 174 em contato

com os demais

Figura 57 -

Histograma para o comportamento do material 174 em contato

com os demais

Figura 58 - Efeito de deterioração produzido pelo material 718 em contato

com os demais

Figura 59 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 718 em contato

com os demais

Figura 60 - Comportamento do efeito global do material 718 em contato

com os demais

Figura 61 -

Histograma para o comportamento do material 718 em contato

com os demais

Figura 62 - Efeito de deterioração produzido pelo material 410 em contato

com os demais

Figura 63 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 410 em contato

com os demais

Figura 64 - Comportamento do efeito global do material 410 em contato

com os demais

Figura 65 - Histograma para o comportamento do material 410 em contato

com os demais

Figura 66 -

Conjunto do dispositivo de teste

108

Figura 67 -

Detalhe do corpo do pistão

109

Figura 68 - Bucha deslizante 110

Figura 69 - Corpo de prova - Pino 111

Figura 70 - Corpo de prova - Caixa 112

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 -

Características de uso e propriedades físicas dos materiais

ensaiados

Tabela 2 - Composição química das amostras 40

Tabela 3 - Resultados da combinação 304 / 304 58

Tabela 4 - Resultados da combinação 304 / 316 59

Tabela 5 - Resultados da combinação 304 / 220 60

Tabela 6 - Resultados da combinação 304 / 174 61

Tabela 7 - Resultados da combinação 304 / 718 62

Tabela 8 - Resultados da combinação 304 / 410 63

Tabela 9 - Resultados da combinação 316 / 316 64

Tabela 10 - Resultados da combinação 316 / 220 65

Tabela 11 - Resultados da combinação 316 / 174 66

Tabela 12 - Resultados da combinação 316 / 718 67

Tabela 13 - Resultados da combinação 316 / 410 68

Tabela 14 - Resultados da combinação 220 / 220 69

Tabela 15 - Resultados da combinação 220 / 174 70

Tabela 16 - Resultados da combinação 220 / 718 71

Tabela 17 - Resultados da combinação 220 / 410 72

Tabela 18 - Resultados da combinação 174 / 174 73

Tabela 19 - Resultados da combinação 174 / 718 74

Tabela 20 - Resultados da combinação 174 / 410 75

Tabela 21 - Resultados da combinação 718 / 718 76

Tabela 22 - Resultados da combinação 718 / 410 77

Tabela 23 - Resultados da combinação 410 / 410 78

Tabela 24 - Deterioração produzida pelo material 304 em combinação com

os demais

Tabela 25 - Deterioração sofrida pelo material 304 em combinação com os

demais

Tabela 26 - Efeito global do material 304 em combinação com os demais 82

Tabela 27 - Deterioração produzida pelo material 316 em combinação com

os demais

Tabela 28 - Deterioração sofrida pelo material 316 em combinação com os

demais

Tabela 29 - Efeito global do material 316 em combinação com os demais 85

Tabela 30 - Deterioração produzida pelo material 220 em combinação com

os demais

Tabela 31 - Deterioração sofrida pelo material 220 em combinação com os

demais

Tabela 32 - Efeito global do material 220 em combinação com os demais 88

Tabela 33 - Deterioração produzida pelo material 174 em combinação com

os demais

Tabela 34 - Deterioração sofrida pelo material 174 em combinação com os

demais

Tabela 35 - Efeito global do material 174 em combinação com os demais 91

Tabela 36 - Deterioração produzida pelo material 718 em combinação com

os demais

Tabela 37 - Deterioração sofrida pelo material 718 em combinação com os

demais

Tabela 38 - Efeito global do material 718 em combinação com os demais 94

Tabela 39 - Deterioração produzida pelo material 410 em combinação com

os demais

Tabela 40 - Deterioração sofrida pelo material 410 em combinação com os

demais

Tabela 41 - Efeito global do material 410 em combinação com os demais 97

Tabela 42 - Valores do efeito global de deterioração 98

Tabela 43 - Efeito global dos pares de contato 99

LISTA DE QUADROS

Quadro 1 -

Seqüência de testes número 1

Quadro 2 - Seqüência de testes número 2 43

Quadro 3 - Seqüência de testes número 3 44

Quadro 4 - Seqüência de testes número 4 45

Quadro 5 - Seqüência de testes número 5 46

Quadro 6 -

Seqüência de testes número 6

Quadro 7 - Resumo dos testes 48

Quadro 8 - Condição da superfície após teste 49

1. INTRODUÇÃO

Os aços inoxidáveis austeníticos, bem como os duplex (austenítico/ferríticos),

são extensivamente aplicados nos setores onshore (em terra, na costa) e offshore (no

mar, próximo à costa) da indústria do petróleo. Esses aços possuem uma

considerável resistência aos meios corrosivos encontrados no ambiente dessa

indústria e os duplex, em particular, oferecem elevados níveis de resistência

mecânica. Contudo, esses aços figuram entre os metais mais particularmente

susceptíveis ao fenômeno do galling, que é uma forma severa do desgaste adesivo.

O galling em roscas parece ser prevalente em parafusos feitos de aço

inoxidável, alumínio, titânio e outras ligas que formam um filme superficial de óxido

protetivo. Durante o aperto do parafuso, quando a pressão entre as superfícies de

contato e deslizamento aumenta, os filmes de óxido protetivo se rompem, e os pontos

de interface do metal deslizam ou se “agarram”. A conseqüência cumulativa dessa

ação de deslizar/agarrar é uma adesão crescente. No extremo, o desgaste adesivo

leva ao travamento das peças, e se o esforço continua, chega-se ao arrancamento de

material. Na figura 1 é mostrada a rosca de uma haste atuadora de uma válvula

submarina afetada.

As formas usuais de contornar o problema do desgaste adesivo são o controle

da velocidade de deslizamento entre as peças, o uso de lubrificantes e recobrimentos

adequados entre as superfícies ou ainda a aplicação de pares dissimilares, ou seja,

as peças em contato feitas de materiais diferentes. Nas aplicações mais comuns aos

equipamentos submarinos, as ligas resistentes à corrosão são utilizadas em peças

sem revestimento superficial e sem lubrificação, os quais poderiam se constituir em

inibidores do desgaste adesivo. Este trabalho busca pesquisar o comportamento dos

aços inoxidáveis, quanto a sua resistência ao galling, para auxiliar na escolha desses

materiais nos projetos de equipamentos submarinos.

Figura 1 - Exemplo de um caso real de parafuso (a) e porca (b) de um

atuador de válvula destruídos pelo

galling

Dano

(a)

(b)

Na figura 2 é mostrada uma Árvore de Natal Submarina, equipamento

constituído de válvulas para o controle do poço de petróleo, onde estão presentes

vários pares de deslizamento em materiais inoxidáveis.

Figura 2 - Foto de uma Árvore de Natal Submarina

2. REVISÃO DA LITERATURA

A ASTM (American Society for Testing and Materials) G#40 (1999) define o

desgaste adesivo como o desgate devido a um vínculo localizado entre superfícies

sólidas em contato, levando à transferência de material entre as duas superfícies ou a

perda de uma ou outra superfície. O galling é um tipo severo de desgaste adesivo,

que a mesma ASTM define como uma forma de dano superficial que surge entre

sólidos em deslizamento, distinguido por um encrespamento macroscópico e

usualmente localizado e a criação de protrusões acima da superfície original;

freqüentemente inclui escoamento plástico ou transferência de material ou ambos.

O estudo do fenômeno do galling se mostra amplamente aplicável aos projetos

de equipamentos dos mais variados ramos da indústria, e o número de variáveis a

serem pesquisadas é igualmente amplo. A lubrificação nos processos de produção de

peças formadas de chapas, estudada por Heide et al. (2001), por exemplo, é

determinante na qualidade do processo. O desenvolvimento de proteções superficiais

anti-galling apresenta-se como alternativa para redução da freqüência de

manutenções (e de seus custos associados), conforme Hopkins et al. (1999). Na

indústria de equipamentos subsea, que é um dos alvos preferenciais desta pesquisa,

Shaffer, Glaeser e Ostgaard (1995) desenvolveram um trabalho de análise tribológica

e projeto anti-galling de uma ferramenta submarina, confirmando a profunda influência

do fenômeno do galling na durabilidade e desempenho do equipamento.

2.1. O mecanismo do galling

Durante o processo de deslizamento, se as velocidades relativas são

pequenas e as cargas de contato são altas, o desgaste adesivo pode ocorrer devido à

criação de conexões (chamadas soldas frias) em locais de real contato de superfície e

seu subseqüente arrancamento em movimento. Se essa fusão é intensa, o material

freqüentemente exibe, na zona de fusão, uma resistência maior que um dos

elementos deslizantes. Em tais casos, partículas do material mais fraco são

arrancadas, deixando crateras (Burakowski e Wierzchon, 1999).

Uma condição para a ocorrência de fusão é a estreita proximidade entre as

superfícies de contato, tal que a distância entre elas seja menor que a faixa de ação

das forças intermoleculares. Uma condição adicional é a ausência de camadas de

óxido com ligações de caráter não-metálico e, por essa razão, não exibindo

tendências de criar juntas adesivas (fusões).

O desgaste adesivo ocorre predominantemente nos picos das asperezas onde

o contato entre as duas superfícies metálicas se dá. Sua intensidade é proporcional à

afinidade entre os metais em contato. Os aços exibem ambas, a tendência de fundir e

de oxidar. Um aumento na energia da rede metálica, alcançado por um aumento na

temperatura, trabalho a frio e deformação elástica, causa um aumento na tendência

de fusão. A introdução de átomos estranhos à rede metálica impedem a fusão.

Elementos de liga que inibem a oxidação do aço também, como regra, impedem a

fusão. Uma significante tendência de fundir com o aço é exibida pelo titânio, cromo,

níquel, molibdênio, cobre, alumínio, zinco e magnésio, enquanto para o estanho,

chumbo, bismuto e antimônio essa tendência é pequena. Ligas de cobre contendo

estanho, antimônio ou chumbo exibem uma tendência à fusão menor que a do cobre

puro.

Ainda segundo Burakowski e Wierzchon, o desgaste adesivo ocorre como

resultado do arrancamento de pontos fundidos de um dos materiais e o transporte de

partículas daquele material na forma de fragmentos para a superfície de deslizamento

do outro metal (Figura 3). A dureza de tais fragmentos é usualmente maior que o

material receptor, e além disso, suas formas são agudas e irregulares. A camada

superficial está sujeita a deformações plásticas de profundo alcance; deformações

distintas dos grãos são observadas e até mesmo a perda de coesão entre eles. A

camada superficial fica prejudicada e sua dureza diminui.

Figura 3 - Representação do fenômeno do desgaste adesivo

(Burakowski e Wierzchon, 1999)

Cratera

Ponto de

fusão

Partícula destacada

Se a resistência das juntas adesivas é menor do que a dos materiais que as

contém, ocorre o cisalhamento da junta. Nesse caso, ambos os materiais se

desgastam, bem como os danos superficiais podem ser pequenos. Isso ocorre a

maior parte das vezes quando o processo de desgaste ocorre dentro da zona da

camada superficial de óxido.

Se a junta adesiva tem resistência maior que os materiais que a formam, o

cisalhamento terá lugar no mais fraco dos dois materiais. Uma conseqüência disso é

um desgaste severo e uma intensificação do processo de dano da superfície. A força

de atrito, por outro lado, pode ter um aumento insignificante. Uma superfície com

dureza mais alta é progressivamente coberta por uma fina camada do material mais

macio transportado. Após algum tempo, atrito ocorre entre o mesmo material.

Transporte de material da superfície mais dura para a superfície mais macia é

também possível.

No caso de atrito entre mesmos materiais, é provável que as juntas adesivas

terão maior resistência que os materiais receptores. A causa desse fenômeno é o

endurecimento por deformação das juntas durante o atrito. Em tal evento,

cisalhamento das juntas ocorre, como regra, mais profundo no material receptor e é

acompanhado por desgaste severo da superfície. O desgaste pode, entretanto, se

abrandar porque o transporte de material ocorre em ambas as direções.

Markov e Kelly (2000) detalham o processo segundo as diferenças entre os

materiais em contato, explicando que o desgaste catastrófico surge do cisalhamento

dos fortes vínculos metálicos e as diferenças de comportamento entre diferentes

pares metálicos podem ser identificadas em termos da resistência relativa da

interface, ou seja, a resistência da junção formada durante o deslizamento seco, que

poderiam assim se classificar:

a. Se a resistência da interface é menor que a de cada um dos metais, então

a junção cisalha ao longo do limite entre os metais e o desgaste é pequeno

(latão/aço);

b. Se a resistência da interface é menor que a de um dos metais, porém

maior que a do outro, então a junção cisalha através do metal mais macio e os

fragmentos se fixam sobre a superfície do metal mais duro (chumbo/aço);

c. Se a resistência da interface é maior que a de um dos metais e

parcialmente maior que a do outro, então haverá uma intensiva transferência do metal

mais macio para o mais duro e uma parcial transferência na direção oposta

(cobre/aço); e

d. Se a resistência da interface é maior que a de ambos os metais, então a

zona de cisalhamento se forma em ambos os lados da fronteira entre os metais e

haverá um marcante endurecimento e dano de ambas as superfícies (latão/latão,

cobre/cobre, aço/aço).

Segundo o mesmo trabalho, muitos pesquisadores notaram que a taxa de

formação de camadas de óxido pode influenciar significativamente a taxa e o tipo de

desgaste. Uma camada atômica de nitrogênio é absorvida pela superfície de um aço

em aproximadamente 10

-8

s. Superfícies de desgaste e fragmentos contém muito

mais óxido que nitratos e de longe, a taxa de absorção de oxigênio deve ser

igualmente maior que a de nitrogênio. Camadas de óxido são arrancadas durante a

interação das superfícies e crescem durante a interrupção do contato. A espessura do

óxido é função de dois fatores, o tempo disponível para a reoxidação da região

desnudada na superfície de deslizamento e a taxa de formação do óxido. O tempo de

interrupção do contato disponível para a oxidação é inversamente relacionado com a

velocidade de deslizamento. A taxa de formação de óxido é também influenciada pela

composição e microestrutura do metal e pela temperatura das superfícies.

Existem micro e macro características da influência da espessura das

camadas de óxido no comportamento do desgaste. A influência de nível micro

aparece como uma dependência do limite de desgaste catastrófico iniciado por

adesão na velocidade de deslizamento devido a mudanças no tempo de interrupção

do contato entre as asperezas. A influência de nível macro da espessura das

camadas de óxido é manifestada expressamente no processo de desgaste adesivo.

Aparece como uma perda de simetria do processo de desgaste em passes de

deslizamento repetidos (como num teste de um pino contra um anel); transferência de

um anel de aço macio para um pino de aço duro é mais fácil que de um pino macio

para um anel duro. O pino faz contato ininterrupto e sua superfície é completamente

desnudada dos óxidos como eles se formam. A espessura dos óxidos na superfície do

anel (e em conseqüência o limite do desgaste adesivo) depende dos efeitos

combinados do contato / folga, velocidade de deslizamento, dureza do pino e do anel

e sua capacidade de oxidação. Conforme citado, existe uma competição entre as

taxas de formação e arrancamento das camadas de oxido nas superfícies de atrito. As

camadas de óxido nos picos de uma superfície são arrancados quando encontram os

picos da outra, mas crescem quando encontram vales ou inclusões não metálicas.

Uma simulação computadorizada do atrito adesivo para um par W-Fe foi

executada por Pokropivny et al. (1997). O mecanismo atômico do desgaste adesivo

foi estudado, considerando o movimento, mistura, saltos e fixação dos átomos. A

correlação entre a força de adesão e transformação da estrutura atômica durante o

atrito foi analisada. A figura 4 é uma ilustração da modelagem adotada nessa

simulação.

Pokropivny concluiu que o mecanismo atômico do desgaste adesivo não se

reduz à soma de eventos elementares de atrito adesivo, tais como formação e quebra

de vínculos adesivos. Ele também consiste de movimento interfacial, mistura e saltos

de átomos.

2.2. Sistemas de prevenção

A fim de reduzir as taxas de desgaste, várias técnicas têm sido aplicadas:

• Aplicação de recobrimentos resistentes ao desgaste, usando tratamentos

superfíciais tradicionais, tais como cromo eletrodepositado;

• Utilização de lubrificantes líquidos ou sólidos, como o bissulfeto de

molibdênio;

• Endurecimento superficial por chama ou indução ou tratamentos termo-

químicos, tais como cementação, nitretação, etc.;

• Modificação da textura da superfície pela aplicação de processamento a

laser.

Figura 4 - Simulação computadorizada de desgaste adesivo

(Pokropivny et al.,1997)

Nesta última modalidade, Pantelis, Pantazopoulos e Antoniou (1997)

estudaram modificações na micro-geometria da superfície do ferro fundido cinzento,

usando lasers de alta potência, alcançando redução do efeito galling. O mecanismo de

formação de micro-crateras tem como conseqüência um aumento na capacidade de

retenção de lubrificante e coleta dos fragmentos metálicos resultantes do atrito,

reduzindo o subsequente desgaste, tanto o abrasivo, quanto o adesivo.

Em algumas aplicações específicas, como gavetas e sedes de válvulas, a

aplicação de revestimentos (hardfacings) de ligas a base de cobalto, os Stellites, é a

solução para resistência ao desgaste e ao galling. O alto preço dessas ligas leva à

pesquisa de novas soluções para o problema. Nessa linha, Ocken (1995) desenvolveu

um trabalho de comparação da resistência ao galling das ligas Stellite, a base de

cobalto, com uma liga a base de ferro, o NOREM, desenvolvida para a indústria da

energia nuclear. A resistência ao galling do NOREM e outras ligas a base de ferro

alcançaram ou até excederam à do padrão a base de cobalto, embora os fatores

responsáveis pela sua boa resitência ao galling não tenha sido identificada.

Cockeram, Buck e Wilson (1997) testaram também vários revestimentos

(hardfacings) soldados. As tensões de contato para a iniciação do dano por galling

foram medidas para classificar várias ligas comerciais de revestimento soldado a base

de ferro, níquel e cobalto quanto a resitência ao galling. Embora a resitência ao galling

das ligas a base de Fe mostrou-se geralmente superior às ligas de Ni, nenhuma delas

se aproximou da excelente resistência ao galling das ligas de Co. Exames de

microestrutura foram executados para entendimento dos mecanismos de iniciação e

propagação do dano do galling. Eles usaram um modelo físico de iniciação e

propagação do desgate adesivo para explicar a menor resitência ao galling das ligas

de hardfacing a base de Ni e entender a influência da composição química na

resistência ao galling dessas ligas.

Nos processos de estampagem de alumínio, o galling é um problema

extremamente relevante, pois o alumínio tem uma grande tendência a aderir à

ferramenta. A performance anti-galling de ferramentas para conformação de alumínio

foi avaliada por um teste de dobramento de chapa com ferramentas cilíndricas para

revestimentos de carbetos, titânio, cerâmicos e de molibdênio-boro. Sato, Besshi,

Tsutsui e Morimoto (2000) avaliaram o desempenho anti-galling de uma ferramenta

recoberta com DLC (diamond-like carbon) e constataram que esse recobrimento

apresenta excelentes resultados para o trabalho do alumínio, inclusive sem

lubrificação. Mostrou-se superior aos recobrimentos a base de Molibdênio/Boro e

carbetos cementados.

Wiklund e Hutchings (2001) investigaram tratamentos superficiais para

proteção contra o galling de ligas de titânio. Eles desenvolveram um teste de galling no

qual dois cilindros idênticos cruzados são deslizados um sobre o outro sob uma carga

de contato constantemente crescente. Seis diferentes tratamentos foram aplicados:

duas variantes de tratamento fase-vapor (Ion-Slip), um revestimento DLC (diamond-

like carbon), duas diferentes formas de revestimento de TiN (nitreto de titânio) e uma

oxidação térmica para produzir uma camada superficial de TiO

(óxido de titânio).

Amostras de titânio não revestido foram também testadas para comparação. Os

revestimentos a base de carbono (DLC e Ion-Slip) obtiveram os melhores

desempenhos, com ambos apresentando baixos coeficientes de atrito e proteção ao

galling sob altas cargas de contato. A oxidação térmica também forneceu excelente

resultado contra o galling, mas com coeficiente de atrito mais alto que os

revestimentos DLC. TiN apresentou baixo coeficiente de atrito e boa proteção anti-

galling sob baixas cargas, mas falhou na proteção sob altas cargas de contato.

Um trabalho de caracterização por espectroscopia dos revestimentos DLC e

Ion-Slip sobre a superfície do titânio foi executado por Crossley et al. (2002)

correlacionando as características observadas com as propriedades da superfície. Os

resultados da caracterização das superfícies mostraram-se consistentes com as

propriedades surgidas dos tratamentos superficiais, ou seja, componentes grafíticos

promovem baixo atrito e carbetos / nitretos aumentam a dureza, oferecendo assim

proteção contra o galling e outros mecanismos de desgaste.

Implantação de ions por imersão em plasma é um processo de tratamento de

superfície relativamente novo, que oferece considerável flexibilidade para modificar as

propriedades de uma ampla gama de materiais. Mattheus, Leyland e Wilson (2003)

discutiram em seu trabalho o uso dessa técnica como meio de redução do atrito de

deslizamento e melhora da resistência ao galling do aço inoxidável, via o método da

deposição de ions por imersão em plasma (PIAD – plasma-imersion ion assisted

deposition) para DLC.

Os processos de implantação de ions por plasma envolvem a colocação do

componente a ser tratado em uma descarga incandescente de plasma e aplicando

pulsos de alta voltagem no mesmo, de forma que ions do plasma se implantem dentro

da superfície. O processo pode melhorar as propriedades tribológicas de materiais

como os aços inoxidáveis que são geralmente conhecidos por um comportamento

inferior ao atrito e ao desgaste.

2.3. Métodos de avaliação e medição

Diversos métodos tem sido propostos para avaliação e quantificação do

galling, visando o domínio dos limites da manifestação do fenômeno e o

conhecimento dos diversos métodos de atenuação do mesmo. A morfologia e a

topografia da região aderida tem sido a forma mais freqüente no estudo da resistência

ao galling. A ASTM G#98 (1996) propõe o exame visual das amostras submetidas ao

atrito sob pressão para avaliação da resistência dos materiais ao galling. O método

visual possui um certo grau de subjetividade, que a norma procura atenuar através de

figuras de amostras de comparação atingidas pelo galling e outras não. Na figura 5 é

mostrada a ilustração contida na ASTM.

Já Nishimura, Sato e Tada (1996) se valem do processamento de imagens

para avaliar as características anti-galling de materiais e lubrificantes, propondo uma

forma quantitativa, pela mensuração do volume de um dos materiais aderido ao outro.

Baseado em testes com um dispositivo que propicia a extrusão lateral de uma barra

Figura 5 - Aspecto visual de amostras de comparação submetidas a

atrito sob pressão (ASTM G#98)

SAG - Superfície afetada pelo

galling

SNA - Superfície não afetada

SAG SAG SAG SNA SAG SNA SAG

SNA SNA SAG SNA

na cavidade de uma matriz fechada, eles analisaram a morfologia das camadas

aderidas para diferentes combinações de materiais e lubrificantes. A comparação do

volume do material trabalhado aderido à superfìcie da ferramenta é usada para a

comparação da capacidade anti-galling dos materiais. A figura 6 mostra um exemplo

de galling obtido num dos testes. A morfologia da camada aderida na superfície é

muito complexa (parte (a) da figura). Uma ilustração de uma seção em corte da

ferramenta é apresentada na parte (b) da figura.

Anteriormente, a mensuração dos volumes aderidos era complicada, porque

as camadas aderidas tem formas tri-dimensionais muito complexas. Atualmente,

entretanto, a área da camada aderida pode ser medida com precisão por técnicas de

processamento de imagem por computador.

Os experimentos mostraram que abaixo de um certo nível de rugosidade, esta

não tem influência sobre característica anti-galling. O volume aderido aumenta com a

rugosidade superficial, mas o aumento proporcional não se verifica quando a

rugosidade superficial da ferramenta é menor que 1,0 µm. Quando a rugosidade

superficial excede 1,0 µm, entretanto, o volume aderido aumenta subitamente. Foi

concluído que um acabamento cuidadoso da superfície da ferramenta (R

< 1,0 µm) é

importante para prevenir o galling. Nesse experimento, todos os resultados foram

obtidos com ferramentas bem acabadas, onde a rugosidade superficial era menor que

Figura 6 - Exemplo da morfologia da camada aderida em uma

ocorrência de galling (Nishimura et al., 1996)

0,2 µm, exceto para o caso mostrado na figura 7. Essa figura mostra a variação do

volume aderido em função do acabamento da superfície da ferramenta.

Assim, concluiu-se que a diferença no acabamento superficial teve pouca

influência nos resultados experimentais obtidos.

Na mesma linha da quantificação, Andreasen, Bay e De Chiffre (1998)

basearam sua investigação da incidência de galling num método baseado na

caracterização das superfícies pela medida da aspereza das mesmas após a carga e

deslizamento. A topografia das superfícies fornece a medida do grau de dano da

superfície pelo galling. O trabalho foi voltado para o estudo do galling na conformação

de chapas de aço inoxidável. A quebra da película de lubrificante resulta na “pega” do

material da peça sendo trabalhada na superfície da ferramenta e no conseqüente

dano à peça. Nesse processo a escolha do lubrificante adequado é de fundamental

importância, na medida em que este possa reduzir a ocorrência e a intensidade do

galling. Na figura 8 é mostrado o arranjo adotado no experimento. A espessura da tira

1 é reduzida entre o pino ferramenta não rotativo endurecido 2 e a barra 3. A tira e a

barra são presas juntas por uma garra na extremidade. A conformação da tira é feita

pela aplicação de carga e tração na direção das setas. As condições tribológicas das

interfaces tira/pino e tira/barra nesse teste simulativo são similares àquelas

encontradas em ferramentas de produção normais.

Figura 7 - Influência da rugosidade superficial no volume aderido

(Nishimura et al., 1996)

Rugosidade superficial Ra /

Nessa investigação o grau de redução foi mantido constante, implicando

somente numa variação da temperatura da superfície da ferramenta e a quantidade

de lubrificante aprisionado durante o teste. O limite da lubrificação é avaliado pela

medição do limite do comprimento de deslizamento, até que ocorra a quebra do filme

lubrificante, que se evidencia na superfície da tira devido ao início do “arranhamento”.

Além da determinação do limite do comprimento de deslizamento, é também feita a

quantificação do dano pelo “arranhamento”.

Com a finalidade de mapear a rugosidade da superfície em toda a área, a

superfície foi investigada em intervalos constantes ao longo de todo o comprimento.

Cada tira foi examinada a intervalos de 30mm do comprimento, usando-se um

dispositivo conforme mostrado na figura 9.

Na figura 10 é mostrada a medição do perfil de uma tira ensaiada. Desde que

a rugosidade inicial é pequena quando comparada com o arranhamento, é possível

Figura 8 - Dispositivo para avaliação do

galling pela aspereza

produzida (Andreasen et al., 1998)

Figura 9 - Montagem do

rugosímetro para mapeamento da superfície da

tira (Andreasen et al., 1998)

TIRA

PLANO ÓTICO

quantificar o limite do comprimento de deslizamento da quebra do filme lubrificante e a

quantidade do dano superficial, ambos seguindo o desenvolvimento dos parâmetros

de amplitude ou contando o número de vales profundos significantes.

O teste de galling de redução da tira transforma a superfície do corpo de teste

introduzindo riscos claramente identificáveis. O número e a profundidade desses

riscos pode ser quantificado pelo mapeamento da superfície formada com perfis de

rugosidade 2D a intervalos constantes.

A observação de que o coeficiente de atrito dinâmico aumenta

consideravelmente entre duas superfícies quando se inicia o galling, levou Hummel

(2001) a desenvolver um novo método de medida da resistência ao galling baseando-

se nessa propriedade. Seu dispositivo coloca peças cilíndricas em deslizamento, em

contato linear, e células de carga monitoram tanto a carga de contato, quanto a força

de atrito entre as peças. Dessa maneira ele quantifica o limite de galling entre

diversos materiais, monitorando o momento em que o atrito sofre um acréscimo.

Esse trabalho focou aplicações de contato linear, de um cilindro contra uma

face, como por exemplo um mecanismo de came e seguidor. Dentro da idéa de

simular condições habituais de uso, foi introduzido no teste a reversão do sentido de

Figura 10 - Exemplo do mapeamento da rugosidade da tira

(Andreasen et al., 1998)

giro e o rotações múltiplas. Na figura 11 é mostrado o esquema do dispositivo

idealizado:

Numa aplicação de seu método, Hummel (2002) estudou o comportamento

dos aços inoxidáveis 303, 455 e 17-4 PH em pares homogêneos. O estudo concluiu

que o aumento no coeficiente de atrito dinâmico pode ser visto como uma condição

necessária para a existência do galling. Esse aumento no atrito, no entanto, não pode

ser usado como indicação conclusiva da ocorrência do galling, pois o mesmo também

pode ocorrer para outros fenômenos ligados ao desgaste adesivo. Por outro lado, a

ausência do aumento do atrito pode ser conclusiva quanto a não ocorrência do

galling.

Hummel e Partlow (2004) compararam o limite de resistência ao galling, para

os aços inoxidáveis 303, 455 e 17-4 PH, por dois métodos diferentes, o ASTM G#98 e

o método de contato linear desenvolvido pelo próprio Hummel em 2001. Esses aços

postos em pares homogêneos, pelos dois métodos. Os resultados encontrados foram

concordantes em termos qualitativos, o inox 303 mostrou-se o mais resistente dos três

e o 17-4 PH o mais fraco, embora, em termos quantitativos, os resultados tenham sido

muito diferentes. Uma possível explicação aventada para a grande diferença pode ser

a não uniformidade na interpretação dos dados experimentais. Uma observação

interessante desse estudo foi que corpos de prova colocados em um ambiente com

teor de oxigênio reduzido por vários dias, imediatamente após a preparação final da

Força aplicada

Pino estacionário

Cilindro rotativo

Célula de carga

Torque

aplicado

Sensor de

torque

Saída para o sistema

de aquisição de dados

Figura 11 - Esquema do dispositivo de contato linear para estudo do

galling (Hummel, 2001)

superfície apresentaram uma resistência ao galling diminuída, indicando que a

espessura da camada de óxido tem um importante papel na prevenção do galling.

2.4. Fatores de influência

Os fatores de influência na resistência ao galling são inúmeros, tais como

dureza superficial, determinados elementos químicos na composição, tipo de

constituinte microestrutural, pressão de contato, velocidade de deslizamento,

ambiente, etc. Vários trabalhos foram feitos para reconhecimento da ação desses

fatores, como descrito abaixo:

A microestrutura da camada de subsuperfície em corpos de prova após testes

de atrito foram examinadas por microscopia eletrônica de varredura por Tarassov e

Kolubaev (1999). A dependência entre carga e velocidade de deslizamento,

coeficiente de atrito e temperatura foram obtidas de corpos de prova de aços

austeníticos e martensíticos. Foi mostrado que condições de severo desgaste adesivo

resultam na formação de uma camada de 20 a 40 µm com microestrutura cristalina

diferenciada. A espessura da camada não se mostrou dependente do tratamento

térmico, nem do estado inicial do material. Foi constatado que para os aços

martensíticos o mecanismo de deformação da camada é diferente daquele para as

ligas austeníticas. Os resultados dos testes de atrito de deslizamento obtidos com a

liga austenítica revelaram particularidades no comportamento do coeficiente de atrito

em relação ao nível de carga. Verificou-se que o coeficiente de atrito varia com a

carga e a velocidade de deslizamento. O coeficiente de atrito inicialmente decresce

com o aumento da carga e velocidade de deslizamento para depois crescer

novamente.

A propriedade distintiva da liga austenítica é sua alta resistência à corrosão e

uma oxidação intensa não ocorre para as condições aplicadas nesse teste. O

resultado é uma iniciação do desgaste adesivo mesmo a baixas cargas e uma

deformação plástica sobre a superfície do corpo de prova, formando uma camada

superficial com uma microestrutura severamente deformada. A espessura dessa

camada depende do valor da carga aplicada. Com o aumento da carga e velocidade

de deslizamento, a deformação plástica se intensifica e se forma uma camada com a

microestrutura fragmentada e uma zona de deformação plástica abaixo que pode ser

caracterizada por elongação dos grãos na direção do deslizamento. Já para os aço de

estrutura martensítica, a microestrutura somente acumula deslocamentos sem intensa

localização de deformação. Nesse caso, a transferência de metal da superfície para o

par de contato é acompanhada de um forte crescimento de atrito e temperatura.

Aksoy, Yilmaz e Korkut (2001) estudaram o efeito dos carbetos na resistência

ao desgaste adesivo de aços inoxidáveis ferríticos. A influência de elementos

formadores de carbetos, tais como Mo, Ti, V e Nb foi analisada em amostras com e

sem o tratamento de homogenização para a dissolução de carbetos. Verificou-se que

o tratamento térmico de homogenização diminuiu a perda de massa das amostras,

que foram colocadas em teste de atrito contra um disco de material AISI 1050

endurecido. Observou-se que a perda de massa variou em aspectos compatíveis com

microdureza, resistência mecânica e energia de contorno de grão, entretanto não

pode ser estabelecida uma relação entre dureza superficial e perda de massa. Os

melhores resultados de resistência ao desgaste adesivo foram obtidos com as

amostras que continham V e Mo. Observou-se que a perda de massa é relacionada

com o tipo de óxido que se forma sobre a superfície de desgaste.

Depois de uma certa distância de deslizamento do desgaste inicial dos metais,

o modo de desgaste se transforma em regime permanente com uma taxa de desgaste

menor que no desgaste inicial. O mecanismo de transição foi investigado por

Hiratsuka e Goto (2000) com especial atenção nas mudanças de dureza na

transferência de partículas, nas partículas de desgaste e a subsuperfície dos materiais

em contato de deslizamento. Pinos de Ni, Cu e Al foram postos em contato de

desizamento com discos de materiais idênticos, na presença de oxigênio e no vácuo.

A transição de desgaste inicial para regime permanente apareceu com a fricção dos

pares Ni/Ni e Cu/Cu no vácuo, e o par Al/Al no oxigênio. Nesses casos a

subsuperfície do disco tornou-se quase tão dura quanto as partículas de transferência

e as partículas de desgaste.

A condição necessária para o estabelecimento do desgaste em regime

permanente é a pequena diferença de dureza entre os materiais interfaciais, que

previne a passagem da superfície de deslizamento para a partícula de transferência e

resulta na transição para o modo de desgaste inferior. O ocorrido com os pares Ni e

Cu mostraram que a passagem para o desgaste em regime permanente não requer a

formação da camada de óxido na superfície de deslizamento. No modo de desgaste

inicial, a dureza das partículas de transferência e das partículas de desgaste

aumentam mais que a das subsuperfícies de ambas as peças. Isso leva à fratura por

cisalhamento nas subsuperfícies, resultando em transferência e desgaste. Quando as

subsuperfícies ficam tão endurecidas quanto as partículas de transferência e

desgaste, a transferência se interrompe e aparece a transição para o regime

permanente.

Hummel e Partlow (2003) testaram os aços inoxidáveis 303, 316, 455 e 17-4

PH em pares dissimilares usando o método do contato linear (Hummel, 2001). A

maior das resistência ao galling encontrada no experimento foi o material 303 em par

homogêneo e o material de menor resistência foi o 17-4 PH, tanto em pares

homogêneos quanto dissimilares. Hummel atribui como causa provável para o melhor

desempenho do 303 no teste o teor de enxofre em sua composição, que funcionaria

como um lubrificante sólido. Quanto ao baixo desempenho do 17-4 PH, a causa

provável aventada foi seu baixo teor de carbono.

Montmitonnet, Delamare e Rizoulieres (2000) estudaram a transferência de

camada durante o processo de laminação, como conseqüência do desgaste adesivo

entre o material da ferramenta e da peça trabalhada. Eles concluiram que em função

da diferença entre a severidade de diferentes condições de laminação, a camada

transferida assume diferentes formas. A ocorrência de um ou outro tipo de camada

depende principalmente do lubrificante (espessura média do filme de óleo e eficiência

dos aditivos) e da natureza da liga laminada, ou da dutilidade ou fragilidade da

camada de óxido.

3. PROPOSIÇÃO

O objetivo deste trabalho é pesquisar o comportamento das ligas resistentes à

corrosão, quanto à resistência ao galling, aplicadas em pares de diferentes

composições. Como conseqüência, poderemos obter uma indicação sobre os pares

mais aconselháveis e aqueles que devam ser evitados.

4. MATERIAIS E MÉTODOS

4.1. Banco de testes

Foi construído um dispositivo no qual peças fabricadas nos materiais em

estudo foram postas, aos pares, a se atritarem uma contra a outra, sob uma pressão

de contato conveniente à manifestação do fenômeno deste tipo de desgaste adesivo.

Para efeito de comparação, foram testados tanto pares de mesmo material quanto

pares dissimilares, para que o efeito desta segunda condição pudesse ser percebido.

As demais variáveis envolvidas no fenômeno do desgaste adesivo foram isoladas, ou

seja, não foram aplicados tratamentos superficiais nem lubrificantes às peças, as

amostras de cada material foram estudadas em um determinado e fixo estado de

endurecimento microestrutural e foram desprezadas variáveis como temperatura ou a

influência do ambiente marinho.

O esquema do teste é mostrado na figura 12. O dispositivo de teste consta de

um pistão hidráulico e de um sistema de manivela que permite girar um dos corpos de

prova, atritando contra o outro, conforme figura 13. O pistão hidráulico impele um dos

corpos de prova contra seu par, de uma forma controlada, pelo monitoramento

constante da pressão de atuação do pistão, como mostrado nas figuras 14 e 15.

Inicialmente previa-se detectar variações no coeficiente de atrito das peças em

contato por um par de pequenos cilindros hidráulicos formando um binário, mas o

sistema não apresentou resultados satisfatórios. Detalhes do projeto do dispositivo

podem ser vistos no Apêndice B.

CARGA

ROTAÇÃO

PEÇA 1

SUPERFÍCIE DE DESLIZAMENTO

PEÇA 2

Figura 12 - Representação esquemática do dispositivo de teste

Figura 14 - Detalhe do dispositivo mostrando corpos de prova em posição

de teste

Figura 13 - Fotos do dispositivo de teste

4.2. Características dos materiais ensaiados

Os materiais que foram estudados são os mais abundantes nos equipamentos

submarinos destinados à produção de petróleo, ou seja, os aços inoxidáveis

austeníticos AISI 316 e 304, o martensítico 410, o endurecível por precipitação 17-4

PH, o duplex (austenítico / ferrítico) 2205 e a liga de níquel Inconel 718.

A seguir são apresentadas informações sobre os materiais testados. A tabela

1 contém as características gerais de aplicação de cada uma das ligas testadas, bem

como as propriedades encontradas nas barras utilizadas para construção das

amostras.

Figura 15 - Detalhes do sistema de aquisição de dados

Tabela 1 - Características de uso e propriedades mecânicas dos materiais

ensaiados

Material Características Condições das Amostras

316

Estrutura austenítica, que não

permite endurecimento por

tratamento térmico, mas somente

por trabalho a frio. Excelente

resistência à corrosão. Maior

resistência ao pitting que o 304 pela

maior presença de Mo.

Trat.Term.:

Rup

Esc

Dureza:

Preço:

Solubilização

605 MPa (86000 psi)

375 MPa (53000 psi)

167 HB

US$ 13,25 /m (barra φ1”)

304

Estrutura austenítica, que não

permite endurecimento por

tratamento térmico, mas somente

por trabalho a frio. Excelente

resistência à corrosão. É o aço

inoxidável de uso geral.

Trat.Term.:

Rup

Esc

Dureza:

Preço:

Solubilização

568 MPa (81000 psi)

275 MPa (39000 psi)

169 HB

US$ 11,40 /m (barra φ1”)

17-4 PH

Aço inoxidável endurecível por

precipitação. Utilizável quando se

deseja alta resistência à corrosão

associada a alta resistência

mecânica.

Trat.Term.:

Rup

Esc

Dureza:

Preço:

Têmpera e duplo envelhecimento

1008 MPa (143000 psi)

897 MPa (127000 psi)

302 HB

US$ 14,00 /m (barra φ1”)

410

Aço inoxidável martensítico.

Resistência à corrosão apenas

moderada, porém alcança bons

níveis de resistência mecânica por

têmpera e revenimento

Trat.Term.:

Rup

Esc

Dureza:

Preço:

Têmpera e duplo revenimento

748 MPa (106000 psi)

583 MPa (83000 psi)

217 - 235 HB

US$ 12,90 /m (barra φ1”)

2205

A micro estrutura consiste de duas

fases: tipicamente “ilhas” de

austenita em uma matriz ferrítica, em

iguais proporções. Apresentam

excelente resistência à corrosão e

boa resistência mecânica.

Trat.Term.:

Rup

Esc

Dureza:

Preço:

Solubilização

763 MPa (108000 psi)

466 MPa (66000 psi)

217 HB

US$ 19,65 /m (barra φ1”)

718

Liga de níquel das mais aplicáveis

na indústria do óleo. Possui

excelente resistência à corrosão e

pode alcançar altos níveis de

resistência mecânica através de

envelhecimento.

Trat.Term.:

Rup

Esc

Dureza:

Preço:

Solubilização e envelhecimento

1185 MPa (168000 psi)

850 MPa (121000 psi)

331 - 363 HB

US$ 110,00 /m (barra φ1”)

Na tabela 2 estão mostradas as composições químicas dos materiais testados.

Estão destacados os teores dos elementos diferenciadores dos aços inoxidáveis.

Tabela 2 - Composição química das amostras

% 316 304 17-4 410 2205 718

0.016 0.019 0.03 0.125 0.015 0,013

0.61 0.32 0.43 0.32 0.23 0,04

1.3 1.8 0.66 0.49 1.93 0,07

0.03 0.026 0.024 0.025 0.021 0,008

0.026 0.026 0.003 0.013 0.002 0,0002

16.62 18.11 15.60 11.67 22.20 18,04

2.02 0.31 0.21 0.35 3.34 3,03

11.16 9.1 4.61 0.39 5.90 53,47

- - - 0.022 - 0,54

0.51 0.3 3.30 0.04 0.11 0,1

- - - 0.006 - 0,0006

- - - 0.02 - -

0.01 - - 0.17 - 4,99

- - - - - 0,01

0.008 - - - - 1,03

Nb + Ta

- - 0.28 - - 5,00

0.1 0.09 - - - 0,14

- - - - - 0,03

0.0339 0.054 - - 0.177 -

- - - 1.9 - -

67.5561 69.845 74.853 84.459 66.075 18,51

- - - - - 0,1

4.3. Combinações dos corpos de prova

Foram fabricados um total de 240 corpos de prova, sendo 20 peças macho

(pinos) e 20 peças fêmea (caixas) de cada material. Os corpos de prova foram

distribuídos em 5 seqüências que contém todas as combinações possíveis entre os 6

materiais (21 combinações por seqüência). A sexta seqüência não tem as

combinações de mesmo material, mas somente as dissimilares (15 no total). Na figura

16 é mostrado um par pino / caixa. Na figura 17 é mostrado o conjunto dos corpos de

prova dispostos por seqüência.

As peças foram gravadas individualmente, para rastreabilidade, com a

codificação mmm-nn, onde:

• mmm é o material: “304” para Aço Inoxidável 304

“316” para Aço Inoxidável 316

“220” para Aço Inoxidável Duplex 2205

“174” para Aço Inoxidável 17-4 PH

“718” para Inconel 718

“410” para Aço Inoxidável 410

• nn é o número seqüencial da peça dentro do seu tipo e material

Figura 16 - Foto de um par pino / caixa de corpos de prova

Figura 17 - Foto dos corpos de prova dispostos por seqüências e

combinações

Para simplificação da representação dos materiais nas tabelas e gráficos, a

mesma codificação de três dígitos para os materiais, “mmm”, foi adotada ao longo de

todo este trabalho. Para o planejamento dos testes, nas tabelas, as peças pino foram

diferenciadas das caixa pelas letras “P”, para os pinos, e “C” para as caixas.

A numeração adotada para a identificação de cada um dos testes é mostrada

nos quadros a seguir:

Quadro 1 - Seqüência de testes número 1

Teste

MATERIAIS

P-304-01 C-304-01

P-304-02 C-316-01

P-304-03 C-220-01

P-304-04 C-174-01

P-304-05 C-718-01

P-304-06 C-410-01

P-316-01 C-316-02

P-316-02 C-220-02

P-316-03 C-174-02

P-316-04 C-718-02

P-316-05 C-410-02

P-220-01 C-220-03

P-220-02 C-174-03

P-220-03 C-718-03

P-220-04 C-410-03

P-174-01 C-174-04

P-174-02 C-718-04

P-174-03 C-410-04

P-718-01 C-718-05

P-718-02 C-410-05

P-410-01 C-410-06

Quadro 2 - Seqüência de testes número 2

Teste

MATERIAIS

P-304-07 C-304-02

P-316-06 C-304-03

P-316-07 C-316-03

P-220-05 C-304-04

P-220-06 C-316-04

P-220-07 C-220-04

P-174-04 C-304-05

P-174-05 C-316-05

P-174-06 C-220-05

P-174-07 C-174-05

P-718-03 C-304-06

P-718-04 C-316-06

P-718-05 C-220-06

P-718-06 C-174-06

P-718-07 C-718-06

P-410-02 C-304-07

P-410-03 C-316-07

P-410-04 C-220-07

P-410-05 C-174-07

P-410-06 C-718-07

P-410-07 C-410-07

Quadro 3 - Seqüência de testes número 3

Teste

MATERIAIS

P-304-08 C-304-08

P-304-09 C-316-08

P-304-10 C-220-08

P-304-11 C-174-08

P-304-12 C-718-08

P-304-13 C-410-08

P-316-08 C-316-09

P-316-09 C-220-09

P-316-10 C-174-09

P-316-11 C-718-09

P-316-12 C-410-09

P-220-08 C-220-10

P-220-09 C-174-10

P-220-10 C-718-10

P-220-11 C-410-10

P-174-08 C-174-11

P-174-09 C-718-11

P-174-10 C-410-11

P-718-08 C-718-12

P-718-09 C-410-12

P-410-08 C-410-13

Quadro 4 - Seqüência de testes número 4

Teste

MATERIAIS

P-304-14 C-304-09

P-316-13 C-304-10

P-316-14 C-316-10

P-220-12 C-304-11

P-220-13 C-316-11

P-220-14 C-220-11

P-174-11 C-304-12

P-174-12 C-316-12

P-174-13 C-220-12

P-174-14 C-174-12

P-718-10 C-304-13

P-718-11 C-316-13

P-718-12 C-220-13

P-718-13 C-174-13

P-718-14 C-718-13

P-410-09 C-304-14

P-410-10 C-316-14

P-410-11 C-220-14

P-410-12 C-174-14

P-410-13 C-718-14

P-410-14 C-410-14

Quadro 5 - Seqüência de testes número 5

Teste

MATERIAIS

P-304-15 C-304-15

P-304-16 C-316-15

P-304-17 C-220-15

P-304-18 C-174-15

P-304-19 C-718-15

P-304-20 C-410-15

P-316-15 C-316-16

P-316-16 C-220-16

P-316-17 C-174-16

P-316-18 C-718-16

P-316-19 C-410-16

P-220-15 C-220-17

P-220-16 C-174-17

P-220-17 C-718-17

P-220-18 C-410-17

100

P-174-15 C-174-18

101

P-174-16 C-718-18

102

P-174-17 C-410-18

103

P-718-15 C-718-19

104

P-718-16 C-410-19

105

P-410-15 C-410-20

Quadro 6 - Seqüência de testes número 6

Teste

MATERIAIS

106

P-316-20 C-304-16

107

P-220-19 C-304-17

108

P-220-20 C-316-17

109

P-174-18 C-304-18

110

P-174-19 C-316-18

111

P-174-20 C-220-18

112

P-718-17 C-304-19

113

P-718-18 C-316-19

114

P-718-19 C-220-19

115

P-718-20 C-174-19

116

P-410-16 C-304-20

117

P-410-17 C-316-20

118

P-410-18 C-220-20

119

P-410-19 C-174-20

120

P-410-20 C-718-20

Quadro 7 - Resumo dos testes

Combinação Número do teste

304 / 304

1 22 43 64 85 ---

304 / 316

2 23 44 65 86 106

304 / 220

3 25 45 67 87 107

304 / 174

4 28 46 70 88 109

304 / 718

5 32 47 74 89 112

304 / 410

6 37 48 79 90 116

316 / 316

7 24 49 66 91 ---

316 / 220

8 26 50 68 92 108

316 / 174

9 29 51 71 93 110

316 / 718

10 33 52 75 94 113

316 / 410

11 38 53 80 95 117

220 / 220

12 27 54 69 96 ---

220 / 174

13 30 55 72 97 111

220 / 718

14 34 56 76 98 114

220 / 410

15 39 57 81 99 118

174 / 174

16 31 58 73 100 ---

174 / 718

17 35 59 77 101 115

174 / 410

18 40 60 82 102 119

718 / 718

19 36 61 78 103 ---

718 / 410

20 41 62 83 104 120

410 / 410

21 42 63 84 105 ---

Seqüência

4.4. Pré-testes

As peças da seqüência 1 foram testadas em grupos, em diferentes condições,

para o estabelecimento de parâmetros para os valores a serem usados nos testes e

acerto de possíveis problemas geométricos dos corpos de prova.

4.5. Testes finais

Foi estabelecido um critério para comparação dos efeitos das combinações

dos diversos materiais, criando-se uma classificação qualitativa que reflete o grau de

dano sofrido pela superfície do material. Os valores adotados variam de 0 a 10,

conforme mostrado no quadro 8, e valores de 0,5 foram usados para refletir as

situações intermediárias. Além das linhas mestras descritas na tabela, foram levados

em conta, para a classificação dos defeitos, a forma do dano, ou seja, sulcos são

menos relevantes para identificação do evento que o encrespamento da superfície, e

as dimensões de largura e profundidade do dano também foram consideradas.

Quadro 8 - Condição da superfície após teste

Grau de

deterioração

da superfície

Descrição

0 Superfície intacta

Superfície ligeiramente riscada, com pontos isolados de material

aderido

Superfície com sulcos e pontos de adesão abundantes claramente

identificáveis

3 Superfícies com sulcos e regiões esparsas afetadas

4 Superfície afetada em regiões distintas

5 Superfície nitidamente afetada em uma faixa parcial

6 Superfície muito afetada em uma faixa parcial

7 Superfície danificada em uma faixa parcial da área de contato

8 Superfície muito danificada de forma generalizada

Superfície severamente danificada com grande ocorrência de

arrancamento de material

10 Superfície totalmente destruída

5. RESULTADOS

5.1. Pré-testes

1º Grupo

O primeiro grupo era formado de peças conforme projeto original, com as

superfícies de contato cônicas de 14

e um ajuste fino entre a ponta de centragem do

pino e a superfície interna da caixa.

Com uma estimativa, baseada no trabalho de Hummel (2002) de que o galling

ocorreria em uma faixa acima de 100 psi de pressão no pistão do dispositivo, foram

testados três pares, com os seguintes resultados:

• Teste nº 2 (P-304-02 / C-316-01)

Aplicado 100 psi no pistão e verificado o galling de uma forma extremada. As

peças ficaram aderidas uma à outra e só se desprenderam com o uso de uma morsa

e um alicate de pressão. Observado após a desmontagem que o local de agarramento

foi no interno da caixa com a ponta de centragem do pino. As superfícies de contato

se mostraram atacadas somente na sua porção mais interna, denotando uma possível

interferência do raio de arredondamento da usinagem do pino com o canto interno da

caixa. Na figura 18 é retratada a situação apresentada.

Figura 18 - Par P-304-02 / C-316-01 após pré-teste

• Teste nº 21 (P-410-01 / C-410-06)

Aplicado 94 psi no pistão e verificado o galling de uma forma extremada. As

peças se aderiram uma à outra e parte da superfície de contato foi arrancada, tanto

no pino como na caixa, no ponto onde houve a solda fria. Verificou-se também uma

violenta adesão nas superfícies de centragem, mostrando-se um dano severo nas

mesmas. O esforço para separação das peças foi grande. Na figura 19 esse par é

mostrado.

• Teste nº 17 (P-174-02 / C-718-04)

Foi aplicado 104 psi no pistão e verificado o galling de uma forma severa no

pino. A superfície de contato do pino mostra o dano característico do galling, com o

encrespamento e projeção de material acima da superfície original. Já a caixa foi

apenas ligeiramente danificada, mostrando uma pequena parte da superfície de

contato afetada, de maneira branda, e um ponto isolado proeminente do material do

pino aderido. As superfícies de centragem apresentaram uma adesão pequena,

possibilitando uma fácil separação do conjunto pino / caixa.

Conforme observado em outras pesquisas, o galling não é observado ao

iniciar-se o movimento, mas de maneira claramente perceptível, após a segunda

volta. Com o acionamento manual do dispositivo, é possível facilmente perceber o

Figura 19 - Par P-410-01 / C-410-06 após pré-teste

fenômeno da adesão pelo aumento do torque na manivela. O mecanismo de detecção

de torque do dispositivo de teste mostrou-se inadequado para a função a que se

destinava, pois os atritos internos do mesmo não permitiam uma resposta adequada

junto ao sistema de coleta de dados. Assim, esse sistema, a partir daí, deixou de ser

acionado, impossibilitando a quantificação do torque, porém qualitativamente a

observação do torque na manivela, pelo operador, propiciava uma forma simples para

uma primeira indicação da ocorrência do evento.

2º Grupo

Observado que o galling ocorria severamente com 100 psi no pistão, partimos

para um segundo grupo de testes, aumentando a pressão gradativamente, de 10 em

10 psi, para detectar o limite de galling de cada par, que é o objetivo da pesquisa.

Todos os testes começaram com 10 psi, porém essa pressão não causou nenhum

efeito perceptível nas peças, gerando um contato muito leve entre os pares,

possivelmente pelo atrito interno do pistão.

• Teste nº 1 (P-304-01 / C-304-01)

Com 20 psi mostrou-se um pequeno aumento no torque, porém, sem girar

mais voltas, aumentamos a pressão para 30 psi, quando a manivela tornou-se mais

pesada. Um sulco pronunciado se mostrou na superfície de contato da caixa, perto de

seu limite exterior, mostrando que o contato não se dava em toda a superfície. As

peças também mostraram pequenos danos nas superfícies de centragem laterais

• Teste nº 3 (P-304-03 / C-220-01)

Com 20 psi o torque aumentou e verificou-se que as peças estavam presas

pelas superfícies de centragem laterais, com um dano pequeno nas superfícies de

contato, mais proximo da parte interna, parecendo ser influência do raio de

arredondamento do pino e mostrando-se este um pouco mais danificado que a caixa.

• Teste nº 4 (P-304-04 / C-174-01)

Com 20 psi o galling foi observado. Na tentativa de desmontar o pino da caixa

os dois se prenderam pelas laterais, de forma intensa. Conforme mostrado na figura

20, as superfícies de contato foram pouco afetadas, com o galling ocorrendo nas

superfícies de centragem. Nessa foto são claramente mostradas, ainda, as superfícies

de contato cônicas, usadas nas peças preliminares.

• Teste nº 5 (P-304-05 / C-718-01)

Com 20 psi um sulco pronunciado se mostrou na superfície de contato do pino.

Já a caixa não foi danificada, mostrando apenas um ponto isolado proeminente do

material do pino aderido.

• Teste nº 19 (P-718-01 / C-718-05)

Aplicado 20 psi e o galling não foi observado, porém a tentativa de desmontar

o par para observação do estado das superfícies mostrou num certo ponto do curso

de desmontagem uma interferência nas laterais. O teste desse par foi interrompido em

virtude dessa interferência, porém as superfícies de contato ainda se encontravam

intactas e deslizando.

Posteriormente, após verificado em teste posterior que o aumento da folga

entre as superfícies de contato se mostrava adequado, o diâmetro da peça pino foi

diminuido em 0,5 mm e o teste desse par foi retomado. Pressões de 20, 40, 60, 100 e

150 psi foram aplicadas seqüêncialmente, examinando-se as superfícies de contato

após cada uma delas, e o resultado obtido foi o seguinte: Após o teste de 40 psi,

sulcos começaram a surgir nas superfícies de contato e foram se revelando cada vez

mais, à medida que a pressão foi sendo aumentada, porém não se manifestou de

maneira claramente visível o encrespamento característico do galling nas superfícies.

Após o teste de 150 psi, as peças ficaram aderidas pela superfícies de deslizamento,

porém se desprenderam com facilidade e mostraram em uma pequena região sinais

de transferência de material. O encrespamento das superfícies, ainda assim, não se

Figura 20 - Par P-304-04 / C-174-01 após pré-teste

mostrou claro como nos aços, mas apenas discretamente visível com o uso de uma

lupa.

• Teste nº 18 (P-174-03 / C-410-04)

Diante da repetida ocorrência de problemas com a superfície interna de

centragem, antes deste teste procedeu-se a usinagem da ponta de centragem do

pino, diminuindo-se esta em 0,5 mm. O resultado da mudança se mostrou bom, pois

mesmo com a geração de limalha e a migração desta para as superfícies de

centragem, as peças não se aderiram pelas laterais. Ocorreu, no entanto que o par

mostrou contato em apenas uma área muito reduzida, próxima ao interno das

superfícies de contato.

Esse grupo de testes evidenciou que o ajuste de centragem entre as peças

não pode ser muito justo, pois a ocorrência do galling nessas superfícies prejudica a

observação do comportamento das superfícies em estudo.

Observou-se ainda que vários pares não apresentaram um bom contato, pois

a usinagem de superfícies cônicas perfeitamente paralelas, em peças distintas, não

se mostrou constante.

3º Grupo

Partiu-se para superfícies de contato planas e ajuste de centragem mais

folgados.

• Teste nº 7 (P-316-01 / C-316-02)

Com 30 psi o fenômeno se mostrou visível. O dano se mostrou mais intenso

na caixa, em uma faixa mais estreita que a largura total da superfície de deslizamento.

• Teste nº 8 (P-316-02 / C-220-02)

Com 20 psi o fenômeno já se mostra iniciado. A transferência de material para

a caixa e a superfície do pino com algumas regiões em degradação comprovam o

evento em curso.

• Teste nº 20 (P-718-02 / C-410-05)

Com 20 psi o fenômeno já se mostra iniciado. Verifica-se a transferência de

material da caixa para um ponto isolado bastante nítido na superfície do pino e a

superfície da caixa uma faixa em notória degradação.

4º Grupo

Observando-se que o galling ocorre inicialmente em uma faixa mais estreita

que a largura total da superfície de contato, mostrando que o fenômeno se inicia em

pontos isolados, certamente nos picos mais proeminentes da rugosidade, partiu-se

para um outro grupo de peças com o acabamento superficial mais fino, procurando

observar se uma mudança significativa do comportamento se manifestaria.

Melhorou-se o acabamento superficial das superfícies de contato alterando-se

a velocidade e o avanço do torneamento. Não se partiu para superfícies retificadas

para não fugir do carater prático do experimento, que procurou reproduzir a realidade

das aplicações dos materiais em estudo, que são usados em sua maioria absoluta em

peças não retificadas.

Além do torneado fino, nesse grupo o escalonamento das pressões foi feito de

5 em 5 psi, a partir de 15 psi, para melhor detectar o limite para desencadeamento do

fenômeno.

• Teste nº 13 (P-220-02 / C-174-03)

Com 15 psi o fenômeno já surgiu visível. Tanto o pino como a caixa se

mostraram nitidamente afetados pelo galling numa faixa mais externa da superfície de

contato.

• Teste nº 14 (P-220-03 / C-718-03)

O fenômeno só se iniciou, levemente, com 20 psi no pistão. A caixa mostrou

somente alguns pontos salientes de material aderido, enquanto o pino já se mostra

um pouco mais degradado na região mais externa da superfície de contato.

• Teste nº 16 (P-174-01 / C-174-04)

Com 20 psi o fenômeno foi amplamente observado nas duas peças.

Não se verificou diferença entre o resultado obtido com a rugosidade normal

(1,0 a 1,2 µm) e o torneado fino (0,4 a 0,5 µm). O início do evento se deu igualmente

em pontos isolados, sob pressões semelhantes, e não generalizadamente em toda a

área de contato. Essa não influência da rugosidade se mostra alinhada com a

observação de Nishimura, Sato e Tada (1996) segundo a qual o volume de material

aderido ao par de contato aumenta proporcionalmente à rugosidade, mas o mesmo

não ocorre para rugosidades abaixo de 1,0 µm, que se aproxima do caso das peças

de teste.

5º Grupo

Neste grupo foi feito apenas um teste com um número determinado de voltas

para o qual se espera que o evento do galling já esteja estabelecido. Os testes

anteriores mostraram que esse número variou de 2 a 6 voltas, para a grande maioria

dos casos. Arbitrariamente adotamos 10 voltas como um número de voltas suficiente

para a observação que se deseja.

• Teste nº 11 (P-316-05 / C-410-02)

Aplicados 30 psi por 10 voltas, o fenômeno surgiu amplamente, danificando de

forma severa a caixa e de forma muito mais suave o pino.

Nota: Esse par tinha a rugosidade superficial igual às peças do 3º grupo.

5.2. Testes finais

Baseado nos pré-testes realizados, observou-se os seguintes pontos para a

sistematização dos testes finais dos vários grupos de materiais:

• O uso das superfícies de contato planas se mostrou mais adequado por

propiciar melhor controle sobre o paralelismo das superfícies de contato de cada uma

das peças do par.

• A folga de 0,5 mm entre a ponta de centragem da peça pino e o interno da

caixa impediu que o galling indesejado ocorresse entre essas duas superfícies, sem

contudo perder a função de centralizador das peças.

• O escalonamento da pressão no pistão de 5 em 5 psi, começando por 15

psi mostrou-se o mais adequado para o estudo comparativo entre os pares, uma vez

que com 10 psi o contato entre as peças não se efetiva, pois a força gerada é

absorvida pelo atrito dos selos do pistão.

• O número de voltas fixo para cada teste mostrou-se a prática mais correta,

pois ficou claro que o dano às superfícies aumenta à medida que mais voltas são

dadas. O número de 10 foi escolhido pois mostrou-se suficiente para a manifestação

do fenômeno.

• Embora a diferença na rugosidade não tenha se mostrado importante,

optamos pelo torneamento mais fino para maior segurança de estar numa faixa onde

essa variável não estivesse produzindo nenhum efeito na comparação entre o

desempenho dos diversos materiais e corpos de prova.

Essas condições foram incorporadas com a reusinagem dos corpos de prova

ainda não testados e os mesmos foram agrupados de forma a propiciar o teste a

pressões crescentes para cada uma das combinações de materiais. Foram adotados

os seguintes valores para pressurização do pistão do dispositivo:

• Seqüência 2: 15 psi

• Seqüência 3: 20 psi

• Seqüência 4: 25 psi

• Seqüência 5: 32 psi

• Seqüência 6: 40 psi

Considerando a perda de 10 psi no atrito dos selos e a relação entre as áreas

do pistão e de contato das peças, calcula-se as seguintes pressões de contato, para

cada um dos casos.

Área de contato = 0,175 in

Área do pistão = 2890 mm

= 4,48 in

4,48

contato

= (P

pistão

–10) x

0,1775

Assim, as pressões de contato ficam:

• Seqüência 2: 0,88 Mpa (128 psi)

• Seqüência 3: 1,76 Mpa (256 psi)

• Seqüência 4: 2,65 Mpa (384 psi)

• Seqüência 5: 3,88 Mpa (563 psi)

• Seqüência 6: 5,29 Mpa (768 psi)

Cada combinação, para as diferentes pressões de contato, teve as superfícies

de contato dos corpos de prova analisadas e avaliadas conforme o critério de

classificação estabelecido. A seguir são mostrados os resultados obtidos para cada

uma das combinações.

Tabela 3 - Resultados da combinação 304 / 304

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 304 MAT. 304

22 128 1 2

43 256 2 3,5

64 384 3 6

85 563 4 7

304 / 304

128 256 384 563

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

menores valores

maiores valores

Figura 21 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304

após os testes

(a)

(b)

Tabela 4 - Resultados da combinação 304 / 316

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 304 MAT. 316

23 128 0,5 0,5

44 256 2 3

65 384 2 2

86 563 2 2

106 768 4 3

304 / 316

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

316

Figura 22 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304 (acima) e

inox 316 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 5 - Resultados da combinação 304 / 220

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 304 MAT. 220

25 128 1,5 1

45 256 2 2

67 384 2,5 2

87 563 3 2,5

107 768 3 2

304 / 220

0,5

1,5

2,5

3,5

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

220

Figura 23 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304 (acima) e

duplex 2205 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 6 - Resultados da combinação 304 / 174

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 304 MAT. 174

28 128 2 2

46 256 3 3,5

70 384 4 3,5

88 563 4 7

109 768 5 6,5

304 / 174

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

174

Figura 24 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304 (acima) e

inox 174 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 7 - Resultados da combinação 304 / 718

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 304 MAT. 718

32 128 2 1

47 256 2 1

74 384 1,5 1

89 563 2,5 1

112 768 4 1,5

304 / 718

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

718

Figura 25 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304 (acima) e

inconel 718 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 16 - Resultados da combinação 304 / 410

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 304 MAT. 410

37 128 2 4

48 256 2,5 5

79 384 3 4

90 563 3 9

116 768 3,5 6,5

304 / 410

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

410

Figura 26 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304 (acima) e

inox 410 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 17 - Resultados da combinação 316 / 316

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 316 MAT. 316

24 128 1,5 1,5

49 256 1,5 2

66 384 2 2,5

91 563 3,5 3,5

316 / 316

128 256 384 563

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

menores valores

maiores valores

Figura 27 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 316

após os testes

(a)

(b)

Tabela 10 - Resultados da combinação 316 / 220

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 316 MAT. 220

26 128 2 1,5

50 256 2,5 2

68 384 3,5 2

92 563 3,5 2

108 768 3,5 2,5

316 / 220

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

220

Figura 28 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 316 (acima) e

duplex 2205 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 11 - Resultados da combinação 316 / 174

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 316 MAT. 174

29 128 2,5 2

51 256 2,5 2,5

71 384 3 3

93 563 3 3

110 768 4 3,5

316 / 174

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

174

Figura 29 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 316 (acima) e

inox 174 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 12 - Resultados da combinação 316 / 718

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 316 MAT. 718

33 128 1,5 0,5

52 256 2 1

75 384 2,5 1

94 563 3 1

113 768 3,5 1,5

316 / 718

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

718

Figura 30 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 316 (acima) e

inconel 718 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 13 - Resultados da combinação 316 / 410

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 316 MAT. 410

38 128 2,5 3,5

53 256 3 3,5

80 384 3 3

95 563 2,5 3

117 768 4 5

316 / 410

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

410

Figura 31 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 316 (acima) e

inox 410 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 14 - Resultados da combinação 220 / 220

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 220 MAT. 220

27 128 1,5 1,5

54 256 2 2

69 384 3 3

96 563 3,5 3,5

220 / 220

128 256 384 563

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

menores valores

maiores valores

Figura 32 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex

2205 após os testes

(a)

(b)

Tabela 15 - Resultados da combinação 220 / 174

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 220 MAT. 174

30 128 2,5 3,5

55 256 2 3,5

72 384 3 5

97 563 4 9

111 768 4 7

220 / 174

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

220

174

Figura 33 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex 2205 (acima) e

inox 174 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 24 - Resultados da combinação 220 / 718

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 220 MAT. 718

34 128 2 1

56 256 2 1

76 384 2 1

98 563 2,5 1,5

114 768 2,5 1,5

220 / 718

0,5

1,5

2,5

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

220

718

Figura34 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex 2205 (acima)

e inconel 718 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 17 - Resultados da combinação 220 / 410

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 220 MAT. 410

39 128 1,5 2,5

57 256 2 5

81 384 3 4,5

99 563 4 6

118 768 4,5 9

220 / 410

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

220

410

Figura 35 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex 2205 (acima)

e inox 410 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 18 - Resultados da combinação 174 / 174

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 174 MAT. 174

31 128 1,5 1,5

58 256 3 8

73 384 8 8

100 563 7 8

174 / 174

128 256 384 563

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

menores valores

maiores valores

Figura 36 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 174

após os testes

(a)

(b)

Tabela 27 - Resultados da combinação 174 / 718

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 174 MAT. 718

35 128 2 1

59 256 3 1

77 384 3,5 1

101 563 4 1

115 768 4 1,5

174 / 718

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

174

718

Figura 37 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 174 (acima)

e inconel 718 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 28 - Resultados da combinação 174 / 410

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 174 MAT.410

40 128 2 3

60 256 3 5

82 384 3,5 4

102 563 7 9

119 768 8 8,5

174 / 410

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

174

410

Figura 38 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 174 (acima) e

inox 410 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 21 - Resultados da combinação 718 / 718

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 718 MAT. 718

36 128 1 1

61 256 1 1

78 384 1 1,5

103 563 0,5 1

718 / 718

0,5

1,5

128 256 384 563

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

menores valores

maiores valores

Figura 39 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inconel 718

após os testes

(a)

(b)

Tabela 22 - Resultados da combinação 718 / 410

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 718 MAT. 410

41 128 1 1,5

62 256 1 3

83 384 1 3

104 563 1,5 3,5

120 768 2 4,5

718 / 410

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

718

410

Figura 40 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inconel 718 (acima)

e inox 410 (abaixo) após os testes

(a)

(b)

Tabela 23 - Resultados da combinação 410 / 410

GRAU DE DETERIORAÇÃO

TESTE

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

MAT. 410 MAT. 410

42 128 2,5 3

63 256 4 5

84 384 7 8

105 563 8,5 9,5

410 / 410

128 256 384 563

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

menores valores

maiores valores

Figura 41 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 410

após os testes

(a)

(b)

6. DISCUSSÃO

Para os testes finais, os resultados obtidos com cada uma das combinações foram

agrupados por materiais, para que possa ser claramente comparado o efeito de um

dado material com todos os outros. Foram tabelados os efeitos do material em análise

sobre os outros materiais, os efeitos sofridos por esse material quando associado a

cada um dos outros e a soma desses dois efeitos, que foi chamada de efeito global.

Os valores das tabelas foram lançados em gráficos para facilidade de comparação

entre as diversas combinações. O desempenho de cada um dos materiais está

mostrado a seguir:

Tabela 24 - Deterioração produzida pelo material 304 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

304 316 220 174 718 410

128 2 0,5 1 2 1 4

256 3,5 3 2 3,5 1 5

384 6 2 2 3,5 1 4

563 7 2 2,5 7 1 9

304

Efeito produzido

768 7 3 2 6,5 1,5 6,5

Soma das deteriorações => 25,5 10,5 9,5 22,5 5,5 28,5

Figura 42 - Efeito de deterioração produzido pelo material 304 em contato com

os demais

304 - Efeito produzido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

316

220

174

718

410

Tabela 33 - Deterioração sofrida pelo material 304 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

304 316 220 174 718 410

128 2 0,5 1,5 2 2 2

256 3,5 2 2 3 2 2,5

384 6 2 2,5 4 1,5 3

563 7 2 3 4 2,5 3

304

Efeito sofrido

768 7 4 3 5 4 3,5

Soma das deteriorações => 25,5 10,5 12 18 12 14

Figura 43 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 304 em contato com os

demais

304 - Efeito sofrido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

316

220

174

718

410

Tabela 26 - Efeito global do material 304 em combinação com os demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

304 316 220 174 718 410

128 4 1 2,5 4 3 6

256 7 5 4 6,5 3 7,5

384 12 4 4,5 7,5 2,5 7

563 14 4 5,5 11 3,5 12

304

Efeito global

(produzido +

sofrido)

768 14 7 5 11,5 5,5 10

Soma das deteriorações => 51 21 21,5 40,5 17,5 42,5

Figura 44 - Comportamento do efeito global do material 304 em contato com os

demais

Figura 45 - Histograma para o comportamento do material 304 em contato com

os demais

304 - Efeito global

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

304

316

220

174

718

410

inox 304

304 316 220 174 718 410

Par de Contato

Deterioração somada

Efeito Produzido

Efeito Sofrido

Efeito Global

Tabela 35 - Deterioração produzida pelo material 316 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

316 220 174 718 410 304

128 1,5 1,5 2 0,5 3,5 0,5

256 2 2 2,5 1 3,5 2

384 2,5 2 3 1 3 2

563 3,5 2 3 1 3 2

316

Efeito produzido

768 3,5 2,5 3,5 1,5 5 4

Soma das deteriorações => 13 10 14 5 18 10,5

Figura 46 - Efeito de deterioração produzido pelo material 316 em contato com

os demais

316 - Efeito produzido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

220

174

718

410

304

Tabela 36 - Deterioração sofrida pelo material 316 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

316 220 174 718 410 304

128 1,5 2 2,5 1,5 2,5 0,5

256 2 2,5 2,5 2 3 3

384 2,5 3,5 3 2,5 3 2

563 3,5 3,5 3 3 2,5 2

316

Efeito sofrido

768 3,5 3,5 4 3,5 4 3

Soma das deteriorações => 13 15 15 12,5 15 10,5

Figura 47 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 316 em contato com os

demais

316 - Efeito sofrido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

220

174

718

410

304

Tabela 29 - Efeito global do material 316 em combinação com os demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

316 220 174 718 410 304

128 3 3,5 4,5 2 6 1

256 4 4,5 5 3 6,5 5

384 5 5,5 6 3,5 6 4

563 7 5,5 6 4 5,5 4

316

Efeito global

(produzido +

sofrido)

768 7 6 7,5 5 9 7

Soma das deteriorações => 26 25 29 17,5 33 21

Figura 48 - Comportamento do efeito global do material 316 em contato com os

demais

Figura 49 - Histograma para o comportamento do material 316 em contato com

os demais

316 - Efeito global

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

316

220

174

718

410

304

inox 316

316 220 174 718 410 304

Par de Contato

Deterioração somada

Efeito Produzido

Efeito Sofrido

Efeito Global

Tabela 38 - Deterioração produzida pelo material 220 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

220 174 718 410 304 316

128 1,5 3,5 1 2,5 1,5 2

256 2 3,5 1 5 2 2,5

384 3 5 1 4,5 2,5 3,5

563 3,5 9 1,5 6 3 3,5

220

Efeito produzido

768 3,5 7 1,5 9 3 3,5

Soma das deteriorações => 13,5 28 6 27 12 15

Figura 50 - Efeito de deterioração produzido pelo material 220 em contato com

os demais

220 - Efeito produzido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

220

174

718

410

304

316

Tabela 31 - Deterioração sofrida pelo material 220 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

220 174 718 410 304 316

128 1,5 2,5 2 1,5 1 1,5

256 2 2 2 2 2 2

384 3 3 2 3 2 2

563 3,5 4 2,5 4 2,5 2

220

Efeito sofrido

768 3,5 4 2,5 4,5 2 2,5

Soma das deteriorações => 13,5 15,5 11 15 9,5 10

Figura 51 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 220 em contato com os

demais

220 - Efeito sofrido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

220

174

718

410

304

316

Tabela 32 - Efeito global do material 220 em combinação com os demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

220 174 718 410 304 316

128 3 6 3 4 2,5 3,5

256 4 5,5 3 2 4 4,5

384 6 8 3 7,5 4,5 5,5

563 7 13 4 10 5,5 5,5

220

Efeito global

(produzido +

sofrido)

768 7 11 4 13,5 5 6

Soma das deteriorações => 27 43,5 17 42 21,5 25

Figura 52 - Comportamento do efeito global do material 220 em contato com os

demais

Figura 53 - Histograma para o comportamento do material 220 em contato com

os demais

220 - Efeito global

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

220

174

718

410

304

316

duplex 2205

220 174 718 410 304 316

Par de Contato

Deterioração somada

Efeito Produzido

Efeito Sofrido

Efeito Global

Tabela 41 - Deterioração produzida pelo material 174 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

174 718 410 304 316 220

128 1,5 1 3 2 2,5 2,5

256 8 1 5 3 2,5 2

384 8 1 4 4 3 3

563 8 1 9 4 3 4

174

Efeito produzido

768 8 1,5 8,5 5 4 4

Soma das deteriorações => 33,5 5,5 29,5 18 15 15,5

Figura 54 - Efeito de deterioração produzido pelo material 174 em contato com

os demais

174 - Efeito produzido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

174

718

410

304

316

220

Tabela 34 - Deterioração sofrida pelo material 174 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

174 718 410 304 316 220

128 1,5 2 2 2 2 3,5

256 8 3 3 3,5 2,5 3,5

384 8 3,5 3,5 3,5 3 5

563 8 4 7 7 3 9

174

Efeito sofrido

768 8 4 8 6,5 3,5 7

Soma das deteriorações => 33,5 16,6 23,5 22,5 14 28

Figura 55 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 174 em contato com os

demais

174 - Efeito sofrido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

174

718

410

304

316

220

Tabela 35 - Efeito global do material 174 em combinação com os demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

174 718 410 304 316 220

128 3 3 5 4 4,5 6

256 16 4 8 6,5 5 5,5

384 16 4,5 7,5 7,5 6 8

563 16 5 16 11 6 13

174

Efeito global

(produzido +

sofrido)

768 16 5,5 16,5 11,5 7,5 11

Soma das deteriorações => 67 22,1 53 40,5 29 43,5

Figura 56 - Comportamento do efeito global do material 174 em contato com os

demais

Figura 57 - Histograma para o comportamento do material 174 em contato com

os demais

174 - Efeito global

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

174

718

410

304

316

220

inox 17-4 PH

174 718 410 304 316 220

Par de Contato

Deterioração somada

Efeito Produzido

Efeito Sofrido

Efeito Global

Tabela 44 - Deterioração produzida pelo material 718 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

718 410 304 316 220 174

128 1 1,5 2 1,5 2 2

256 1 3 2 2 2 3

384 1,5 3 1,5 2,5 2 3,5

563 1 3,5 2,5 3 2,5 4

718

Efeito produzido

768 1 4,5 4 3,5 2,5 4

Soma das deteriorações => 5,5 15,5 12 12,5 11 16,5

Figura 58 - Efeito de deterioração produzido pelo material 718 em contato com

os demais

718 - Efeito produzido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

718

410

304

316

220

174

Tabela 37 - Deterioração sofrida pelo material 718 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

718 410 304 316 220 174

128 1 1 1 0,5 1 1

256 1 1 1 1 1 1

384 1,5 1 1 1 1 1

563 1 1,5 1 1 1,5 1

718

Efeito sofrido

768 1 2 1,5 1,5 1,5 1,5

Soma das deteriorações => 5,5 6,5 5,5 5 6 5,5

Figura 59 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 718 em contato com os

demais

718 - Efeito sofrido

0,5

1,5

2,5

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

718

410

304

316

220

174

Tabela 38 - Efeito global do material 718 em combinação com os demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

718 410 304 316 220 174

128 2 2,5 3 2 3 3

256 2 4 3 3 3 4

384 3 4 2,5 3,5 3 4,5

563 2 5 3,5 4 4 5

718

Efeito global

(produzido +

sofrido)

768 2 6,5 5,5 5 4 5,5

Soma das deteriorações => 11 22 17,5 17,5 17 22

Figura 60 - Comportamento do efeito global do material 718 em contato com os

demais

Figura 61 - Histograma para o comportamento do material 718 em contato com

os demais

718 - Efeito global

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

718

410

304

316

220

174

inconel 718

718 410 304 316 220 174

Par de Contato

Deterioração somada

Efeito Produzido

Efeito Sofrido

Efeito Global

Tabela 39 - Deterioração produzida pelo material 410 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

410 304 316 220 174 718

128 3 2 2,5 1,5 2 1

256 5 2,5 3 2 3 1

384 8 3 3 3 3,5 1

563 9,5 3 2,5 4 7 1,5

410

Efeito produzido

768 9,5 3,5 4 4,5 8 2

Soma das deteriorações => 35 14 15 15 23,5 6,5

Figura 62 - Efeito de deterioração produzido pelo material 410 em contato com

os demais

410 - Efeito produzido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

410

304

316

220

174

718

Tabela 40 - Deterioração sofrida pelo material 410 em combinação com os

demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

410 304 316 220 174 718

128 3 4 3,5 2,5 3 1,5

256 5 5 3,5 5 5 3

384 8 4 3 4,5 4 3

563 9,5 9 3 6 9 3,5

410

Efeito sofrido

768 9,5 6,5 5 9 8,5 4,5

Soma das deteriorações => 35 28,5 18 26 29,5 15,5

Figura 63 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 410 em contato com os

demais

410 - Efeito sofrido

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

410

304

316

220

174

718

Tabela 41 - Efeito global do material 410 em combinação com os demais

GRAU DE DETERIORAÇÃO

MAT

PRESSÃO DE

CONTATO (PSI)

410 304 316 220 174 718

128 6 6 6 4 5 2,5

256 10 7,5 6,5 7 8 4

384 16 7 6 7,5 7,5 4

563 19 12 5,5 10 16 5

410

Efeito global

(produzido +

sofrido)

768 19 10 9 13,5 16,5 6,5

Soma das deteriorações => 70 42,5 33 41 53 22

Figura 64 - Comportamento do efeito global do material 410 em contato com os

demais

Figura 65 - Histograma para o comportamento do material 410 em contato com

os demais

410 - Efeito global

128 256 384 563 768

Pressão de Contato (psi)

Grau de Deterioração

410

304

316

220

174

718

inox 410

410 304 316 220 174 718

Par de Contato

Deterioração somada

Efeito Produzido

Efeito Sofrido

Efeito Global

O uso de pares dissimilares para aumento da resistência ao galling não se

mostrou como verdade absoluta, mas somente se o material dissimilar escolhido

apresenta uma menor sensibilidade ao fenômeno que o material similar. Três dos

materiais ensaiados (a metade do total) apresentaram seus piores resultados quando

ensaiados em pares homogêneos. São os materiais 304, 174 e 410. Não

coincidentemente, esses três materiais se mostraram os mais sensíveis ao galling. Os

outros três materiais, 316, 220 e 718, não mostraram seus piores resultados em pares

homogêneos, mas sim quando combinados a um desses mais sensíveis.

Na tabela 42 estão mostrados os valores do efeito global de deterioração, para

cada uma das combinações, e a somatória dos efeitos globais, na última coluna, para

cada um dos materiais.

Tabela 42 - Valores do efeito global de deterioração

304 316 220 174 718 410

Somatória dos

efeitos globais

304

51 21 21,5 40,5 17,5 42,5 194

316

21 26 25 29 17,5 33 151,5

220

21,5 25 27 43,5 17 41 175

174

40,5 29 43,5 67 22 53 255

718

17,5 17,5 17 22 11 22 107

410

42,5 33 41 53 22 70 261,5

Ordenando os materiais pela somatória dos efeitos globais na vertical e pelo

efeito global dos pares na horizontal, temos, conforme a tabela 43, a indicação de três

regiões absolutamente distintas: na região dos materiais de maior sensibilidade ao

galling, os inoxidáveis 174 e 410; numa situação intermediária, o duplex 2205 e os

inoxidáveis austeníticos 304 e 316, e na região de menor sensibilidade ao galling

encontra-se o Inconel 718.

Tabela 43 - Efeito global dos pares de contato

MATERIAL

PARES DE CONTATO

Efeito global decrescente 

410 410 174 304 220 316 718

174 174 410 220 304 316 718

304 304 410 174 220 316 718

220 174 410 220 316 304 718

316 410 174 316 220 304 718

 Somatória de efeitos globais

decrescente

718 410 174 304 316 220 718

Uma única exceção aparece nessa divisão por regiões, o inox 304, quando par

dele próprio. Nessa situação o 304 figura no grupo de maior sensibilidade. Essa pode

ser uma indicação de que pares homogêneos são potencialmente sensíveis ao

galling. Outro fato indicativo disso, para os materiais 220 e 316, embora seus pares

dissimilares com 174 e 410 sejam os de efeito mais danoso, seus respectivos pares

homogêneos se situaram, correspondentemente, no limite superior da região

intermediária. O par homogêneo só não mostrou efeito algum para o Inconel 718,

possivelmente porque sua resistência ao galling é notoriamente superior ao dos

outros materiais estudados.

Observa-se que o uso de pares homogêneos favorece a manifestação do

galling, porém a simples substituição de uma das peças por um material dissimilar

pode, ao invés de melhorar, agravar o potencial de dano se o material substituto for

de maior sensibilidade ao galling que o material homogêneo que está sendo

substituído. A seqüência dos materiais segundo a classificação pela somatória dos

efeitos globais oferece uma ferramenta para a eleição de pares de contato

convenientes, se, numa aplicação prática, estão em jogo esses materiais estudados.

Há que se enfatizar que o estudo é bastante indicativo se os materiais forem usados

em condições de tratamento semelhantes aos dos corpos de prova neste

experimento.

Os resultados condizem com as observações de vários pesquisadores.

Hummel (2003) já havia constatado que o inoxidável 17-4 PH tem um pior

desempenho ao galling que o inoxidável 303. Embora este segundo material não seja

100

objeto deste trabalho, o resultado parece concordante com este pelo fato do mesmo

ser da família dos aços 304 e 316 aqui testados. A estrutura austenítica e a destacada

resistência à corrosão dos inoxidáveis da série 300, parece lhes conferir um

comportamento característico, quanto ao desgaste adesivo, superior aos

martensíticos e menos resistentes à corrosão. Possivelmente, uma camada de óxido

mais consistente, propicia ao aço uma melhor resistência ao desgaste adesivo. As

observações de Tarassov e Kolubaev (1999) sobre a diferença de comportamento

entre os aços martensíticos e austeníticos se confirmam, assim como as conclusões

de Aksoy et al. (2001) e Montmitonnet et al. (2000) sobre a relação entre resistência

ao desgaste adesivo e a camada de óxido, que em última análise é ditada pela

composição química, parecem se confirmar. Dessa forma, na escolha de um par de

contato sujeito ao atrito, composição química e microestrutura podem ser mais

importantes que propriedades mecânicas, quando se trata do desempenho ao galling.

Do ponto de vista das aplicações práticas, os resultados obtidos nos levariam

a sempre adotar como uma das peças de um par de deslizamento, quando se

tratarem desses materiais estudados, algo feito em Inconel. Contudo, deve ser

observado que o custo desse material chega a dez vezes o custo dos inoxidáveis

mais comuns. Isto torna necessário um estudo mais aprimorado de viabilidade

econômica antes da seleção deste material como um dos pares de contato.

101

7. CONCLUSÕES

Foi mostrado, pela análise dos resultados dos experimentos, que os materiais

estudados podem ser classificados, segundo a resistência ao galling, em três

categorias distintas:

• No grupo dos materiais de maior sensibilidade ao galling, os inoxidáveis 17-

4 PH e AISI 410,

• Numa situação intermediária, o duplex 2205 e os inoxidáveis austeníticos

AISI 304 e AISI 316, e

• No grupo de menor sensibilidade ao galling encontra-se o Inconel 718.

Concluiu-se ainda que o uso de pares dissimilares não pode ser apontado

como uma solução geral, garantindo um comportamento do par absolutamente melhor

que o uso de pares homogêneos, pois a resistência ao galling depende também da

composição química e microestrutural dos materiais em contato e não somente do fato

de serem diferentes ou não.

102

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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elements on the adhesive wear resistance of ferritic stainless steel, WEAR, v. 249, p.

639-646, 2001.

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Forming by Surface Topography Characterization, Int. J. Mach. Tools Manufact. Vol.

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ASTM - Standard terminology relating to wear and erosion, G#40, Annual book of

ASTM standards, vol. 03.02, 1999.

ASTM - Standard Test Method for Galling Resistance of Materials, G#98, Annual book

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equipment, technologies, CRC Press LLC, 1999

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94-95, p. 495-500, 1997.

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HEIDE, E.; VELD, A.J.; SCHIPPER, D.J.; The effect of lubricant selection on galling in

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103

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HUMMEL, S.R.; An application of frictional criteria for determining galling thresholds in

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HUMMEL, S.R.; New test method and apparatus for measuring galling resistance,

Tribology International, v. 34, p. 593-597, 2001.

HUMMEL, S.R.; PARTLOW, B.; Comparison of threshold galling results from two

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WIKLUND, U.; HUTCHINGS, I.M.; Investigation of surface treatments for galling

protection of titanium alloys, WEAR, v. 251, p. 1034-1041, 2001.

105

APÊNDICE A

Cálculos estimativos dos esforços no dispositivo de teste

As peças de teste reproduzem um fio de rosca ACME 3/4", cujas dimensões da área

de contato são conforme o esquema abaixo:

A área de contato é:

ππ

S =

x (19,05

– 14,82

) = 113 mm

= 0,175 in

Estimativa de forças e dimensões do dispositivo:

Adotando o valor médio de 75000 psi, que é superior ao limite de escoamento da

maioria dos materiais envolvidos na pesquisa, como o valor de contato entre as peças,

teremos a seguinte força no pistão:

F = 75000 x 0,175 = 13125 LB

A pressão média adequada à instrumentação disponível: 3000 psi

Assim, a área necessária ao pistão hidráulico do dispositivo:

13125

A =

3000

= 4,375 in

= 2823 mm

Para os diâmetros do pistão de atuação de 81,5 e 54,4mm, temos:

2,12

19,05

106

ππ

(81,5

– 54,4

) = 2890 mm

A força de atrito gerada no contato, adotando-se um coeficiente de atrito de 0,12:

= 0,12 x 13125 = 1575 Lb

Momento torsor exigido para atrito das partes:

M = 1575 x 8,5 = 13388 Lb.mm

Força a ser executada pelo operador na atuação do dispositivo, considerando uma

alavanca de 300 mm:

F = 13388 / 300 = 44,6 Lb = 20,2 Kgf

Dimensões para o sistema de detecção do coeficiente de atrito:

Usando dois pistões de 15,3 mm a 46 mm de distância, vem:

Força nos pistões:

F = 13388 / 46 = 291 Lb = 132 Kgf

Pressão nos pistões:

132 x 4

P =

π π

π x 15,3

= 0,718 Kgf/mm

= 1021,4 PSI

8,5 mm

1575 Lb

107

APÊNDICE B

Detalhes do projeto do dispositivo de teste

108

Figura 66 - Conjunto do dispositivo de teste

DESCRIÇÃOCÓDIGO



  



  



    



       



   

109

Figura 67 - Detalhe do corpo do pistão

110

Figura 68 - Bucha deslizante

111

Figura 69 - Corpo de prova - Pino

Alterado

para φ14,30

Alterado para

superfície plana

112

Figura 70 - Corpo de prova - Caixa

Alterado para

superfície plana

Autorizo cópia total ou parcial desta obra,

apenas para fins de estudo e pesquisa,

sendo expressamente vedado qualquer

tipo de reprodução para fins comerciais

sem prévia autorização específica do

autor.

Luiz Antonio Ribeiro do Prado

Taubaté, Setembro de 2004

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