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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
PR
UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
CAMPUS DE CURITIBA
GERÊNCIA DE PESQUISA E PÓS-GRADUAÇÃO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
E DE MATERIAIS - PPGEM
FÁBIO KODA
ESTUDO DA FADIGA DE CONTATO EM
ENGRENAGENS CILÍNDRICAS DE DENTES RETOS
CURITIBA
MARÇO - 2009
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FÁBIO KODA
ESTUDO DA FADIGA DE CONTATO EM
ENGRENAGENS CILÍNDRICAS DE DENTES RETOS
Dissertação apresentada como requisito parcial
à obtenção do título de Mestre em Engenharia,
do Programa de Pós-Graduação em
Engenharia Mecânica e de Materiais, Área de
Concentração em Engenharia de Materiais, do
Departamento de Pesquisa e Pós-Graduação,
do Campus de Curitiba, da UTFPR.
Orientador: Prof. Carlos Henrique da Silva, Dr.
Eng.
CURITIBA
MARÇO - 2009
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TERMO DE APROVAÇÃO
FÁBIO KODA
ESTUDO DA FADIGA DE CONTATO EM
ENGRENAGENS CILÍNDRICAS DE DENTES RETOS
Esta Dissertação foi julgada para a obtenção do título de Mestre em Engenharia,
área de concentração em Engenharia de Materiais, e aprovada em sua forma final
pelo Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais.
_________________________________
Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng.
Coordenador do Curso
Banca Examinadora
____________________________
Prof. Wilson Luiz Guesser . Dr. Eng.
(UDESC)
____________________________
Prof. Carlos Henrique da Silva, Dr. Eng.
(UTFPR)
____________________________
Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng.
(UTFPR)
Curitiba, 27 de Março de 2009
iv
Dedico este trabalho ao meu avô Miguel
Antonio Queiroz Martins que não pode presenciar este
momento.
v
AGRADECIMENTOS
Aos meus colegas, pelo grande apoio concedido no melhores e piores momentos.
Ao meu orientador e amigo Carlos Henrique da Silva que além de orientador um
colaborador direto para realização de um sonho.
Aos Professores Dr.Giuseppe Pintaúde, Dr. Julio César Klein das Neves e Dr. João
Telésforo Medeiros de Nóbrega, pela colaboração e sugestões dadas.
Ao professor Antonio Luiz Ivan por emprestar um transformador e um VARIAC e ao
Departamento de Eletrotécnica DAELT.
Aos companheiros de projeto Thiago Martins Cordeiro Alves dos Santos, Gustavo
Garbuio Brandalize e Elisa Seeling de Oliveira por terem colaborado neste projeto.
Aos companheiros de laboratório Cristiano, Euclides, Rubens e Rodolfo dentre outros.
Ao Eng. Daniel M. Wieser por realizar os tratamentos térmicos e ajudar no decorrer do
projeto.
À Universidade Tecnológica Federal do Paraná pela minha formação superior que
foi realizada toda aqui com muita satisfação por minha parte.
Ao Laboratório de Fenômenos de superfície (LFS) e ao Departamaneto de Engenharia
Mecânica da Universidade de São Paulo, na pessoa do Prof. Dr. Amilton Sinatora que
autorizou o uso dos equipamentos para análise metalográfica e de microdureza.
À Fundição Tupy, na pessoa do Dr. Wilson Luiz Guesser pela doação dos corpos-de-
prova e financiamento do equipamento de ensaio utilizada neste trabalho.
À Wieser, Pichler & Cia Ltda por fabricar os componentes da máquina de ensaio e
colaborar no projeto da mesma e a WEG S.A pela doação do inversor de freqüência e do
motor elétrico.
Ao laboratório de metrologia da Pontifícia Universidade Católica (PUC-PR), nas
pessoas do Prof. João Antonio Palma Setti e do técnico Alysson Nachi, pelas medições de
rugosidade realizadas.
Ao Prof. Dr. Jorge Seabra da Universidade do Porto e a Adelci de Menezes de Oliveira
engenheiro do Cempes /Petrobrás, pela ajuda na elaboração da máquina de ensaio de
fadiga de contato em engrenagens.
Ao laboratório de metrologia da UTFPR, na pessoa do Prof. Cid Vicentini Silveira, por
instruir na utilização dos equipamentos.
vi
À Yasuo Koda & Cia Ltda por colaborar com a usinagem de alguns componentes.
Ao meu tio Massaó Koda e sua família por me hospedarem em seu lar, enquanto
estava utilizando o Laboratório de Fenômenos de Superfície (LFS), na cidade de São Paulo.
Aos meus parentes por me darem incentivos.
E, por fim, agradeço ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e
Tecnológico (CNPQ) pela concessão da bolsa de estudos, processo 134251/2007-5, com a
qual me mantive nesses últimos dois anos.
vii
KODA, F., ESTUDO DA FADIGA DE CONTATO EM ENGRENAGENS
CILÍNDRICAS DE DENTES RETOS, 2009, Dissertação (Mestrado em Engenharia) -
Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade
Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 185p.
RESUMO
Devido à resistência dos fabricantes de automóveis quanto à utilização de
engrenagens de FNA estudos tem sido feitos para averiguar o desempenho deste
material em engrenagens. Dentro deste contexto esta dissertação tem como
objetivos principais o desenvolvimento e construção de uma máquina de ensaios de
fadiga de contato em engrenagens e a comparação quanto à resistência ao
desgaste de engrenagens cilíndricas de dentes retos fabricadas em aço liga 8620
(cementado e temperado) e em ferro fundido nodular austêmperado (FNA). Estas
engrenagens foram fornecidas em dois estados de acabamento superficial (shaving
ou por fresamento). O equipamento desenvolvido funciona com o princípio de
recirculação de potência e é comumente chamado de FZG. Os experimentos de
desgaste têm sido feitos com dois estágios de torque: 135 N.m (running-in) e 302
N.m (steady-state) e as engrenagens são de perfil modificado. Após a realização dos
ensaios, foi possível verificar que: (1) a área danificada dos flancos, devido ao
fenômeno de pitting, das engrenagens de FNA foi maior do que das de aço AISI
8620; (2) a comparação entre os parâmetros de rugosidade nos estágio de
fornecimento e após cada estágio do experimento mostra que as engrenagens com
acabamento por shaving apresentam uma melhor distribuição da carga e um menor
desgaste, (3) o regime de lubrificação na região do diâmetro primitivo durante os
ensaios foi o limite (ou limítrofe) para ambos os processos de fabricação, porém o
parâmetro de espessura de filme (λ) é maior para engrenagens fabricadas por
shaving, fazendo com que a espessura do filme lubrificante seja maior, (4) o efeito
da redução da área resistente aos esforços de contato, devido à presença dos
nódulos de grafita, na resistência a fadiga foi evidenciado, porém o acabamento
superficial mostrou-se mais relevante do que a distribuição e tamanho dos nódulos.
Palavras-chave: Aço liga AISI 8620, FNA, Fadiga de contato.
viii
KODA, F., ESTUDO DA FADIGA DE CONTATO EM ENGRENAGENS
CILÍNDRICAS DE DENTES RETOS, 2009, Dissertação (Mestrado em Engenharia) -
Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade
Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 185p.
ABSTRACT
Due to the resistance of automotive manufactures on apply ADI gear studies have
been made to verify the performance of this material. Inside this context this work has
a main objective the construction of contact fatigue test machine in gears and the
comparison, related to the wear resistance, between spur-gears made of carburized
and quenched AISI 8620 low steel and austempered ductile iron (ADI). These gears
were supplied in two states of finish surface (by shaving or by machining). The
developed equipment functions with the principle of the power recirculation and
commonly called FZG. The wear experiments were performed in two stages of
torque: 135 N.m (running-in) and 302 N.m (steady-state) and the gears have
modified profile. After the accomplishment of the experiments, was possible verify
that: (1) The damaged area of flanks, due to the phenomenon of pitting, at ADI gears
was bigger than AISI 8620 low-alloy steel gears. (2) The comparisons between the
roughness parameter in the supply state and after each period of the experiment
shows that gears with surface finish by shaving have better load distribution and
minor wear. (3) Lubricant regime at pitch diameter was the boundary for both
manufacture process, but the film thickness parameter λ is higher for shaved gears,
making the lubricant film thickness has major value, (4) The reduction effect the
resistive area of contact due the presence of the graphite nodules in the contact
fatigue resistance was evidenced, however surface finishing was more relevant than
the distribution and size nodules.
Keywords: AISI 8620 alloy steel, ADI, Contact Fatigue.
ix
SUMÁRIO
RESUMO................................................................................................................... vii
ABSTRACT .............................................................................................................. viii
LISTA DE FIGURAS ................................................................................................... x
LISTA DE TABELAS ................................................................................................ xiv
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS .................................................................... xv
LISTA DE SÍMBOLOS .................................................... xvi
1 INTRODUÇÃO .................................................................................................... 24
2 REVISÃO DA LITERATURA ............................................................................... 28
2.1 Engrenagens ......................................................................................................................... 28
2.1.1 Elementos básicos das engrenagens e nomenclatura dos dentes ................................... 30
2.1.2 Razão de contato .............................................................................................................. 32
2.1.3 Raio de curvatura .............................................................................................................. 33
2.1.4 Correções em engrenagens .............................................................................................. 33
2.2 Introdução á máquina FZG ................................................................................................... 37
2.3 Natureza das Superfícies ...................................................................................................... 41
2.3.1 Topografia ......................................................................................................................... 42
2.3.2 Rugosidade e período de running-in ................................................................................. 45
2.3.3 Parâmetros de rugosidade ................................................................................................ 46
2.4 Tensões no contato segundo Hertz ...................................................................................... 51
2.4.1 Esforços nos dentes de engrenagens ............................................................................... 52
2.4.2 Equacionamento analítico para o cálculo das tensões de contato ................................... 54
2.5 Lubrificação ........................................................................................................................... 56
2.5.1 Modalidades de falha do dente da engrenagem ............................................................... 56
2.5.2 Danos relacionados com lubrificação ................................................................................ 57
2.5.3 Tipo de contato em engrenagens ...................................................................................... 59
2.5.4 Regimes de Lubrificação ................................................................................................... 60
2.5.5 Espessura de filme mínimo para engrenagens ................................................................. 62
2.6 Falhas em engrenagens ........................................................................................................ 66
2.6.1 Fadiga e desgaste em engrenagens ................................................................................. 68
2.6.2 Morfologia e Fadiga de contato em FNA........................................................................... 71
2.7 Pitting e spalling .................................................................................................................... 73
3 MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................. 80
3.1 Montagens e ajustes para os ensaios ................................................................................... 81
3.1.1 Rotação do motor .............................................................................................................. 83
3.1.2 Aplicação de torque e parâmetros do ensaio .................................................................... 83
3.2 Metodologia do ensaio .......................................................................................................... 85
3.3 Engrenagens ......................................................................................................................... 88
3.3.1 Fabricação das engrenagens ............................................................................................ 89
3.3.2 Materiais das engrenagens ............................................................................................... 90
3.4 Caracterização das engrenagens ......................................................................................... 98
x
3.4.1 Rugosidade ..................................................................................................................... 100
3.4.2 Metalografia ..................................................................................................................... 102
3.4.3 Durezas ........................................................................................................................... 105
3.4.4 Análise do tamanho dos nódulos de grafita .................................................................... 107
3.4.5 Macroscopia .................................................................................................................... 108
3.4.6 Consolidação das caracterizações das engrenagens ..................................................... 111
3.5 Metodologia para Cálculo da Pressão de Hertz e espessura de filme ............................... 113
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................ 116
4.1 Quantificação de danos em flancos de engrenagens ......................................................... 116
4.2 Análise metalográfica da trincas ......................................................................................... 121
4.3 Rugosidade ......................................................................................................................... 127
4.3.1 Rugosidade média em pinhões ....................................................................................... 130
4.3.2 Rugosidade por região do flanco dos dentes em pinhões .............................................. 133
4.4 Pressão de Hertz, espessura de filme e profundidade de trinca ........................................ 135
4.4.1 Pressão de Hertz ............................................................................................................. 136
4.4.2 Comparação entre a região de máxima tensão cisalhante com as análises de imagens
.....................................................................................................................................................136
4.4.3 Espessura de filme de óleo ............................................................................................. 139
5 CONCLUSÕES ................................................................................................. 143
6 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS .................................................. 146
PRODUÇÃO CIENTÍFICA NO PERÍODO ............................................................... 147
REFERÊNCIAS ....................................................................................................... 148
APÊNDICE A - Comissionamento e Condicionamento do tribômetro. .................... 153
APÊNDICE B - Curvas de Perfil de Microdureza .................................................... 180
xi
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 - Relação entre Custo e Limite de Escoamento (CARMO,2000) ............. 26
Figura 2.1 - Engrenagem cilíndrica de dentes retos. ................................................. 29
Figura 2.2 - Elementos básicos da engrenagem ....................................................... 30
Figura 2.3 – Perfil de dentes de engrenagens com diferentes níveis de modificação
no adendo: (a) x = 0 , (b) x > 0, (c) x > 0 porém maior que no item (b)
(MAAG,1963). .................................................................................................... 34
Figura 2.4 – Detalhes do funcionamento da máquina FZG: (a)Esquema de
funcionamento do equipamento FZG, (b) Forma que o Dente A engrena na
caixa 1, (c) Forma que o Dente A engrena na caixa 2. ...................................... 38
Figura 2.5– Tribossistema da caixa 1 em um equipamento FZG. ............................. 39
Figura 2.6 - Direção de engrenamento em engrenagens cilíndricas de dentes retos.
(a) Início do engrenamento, (b) diâmetro primitivo e (c) término do
engrenamento (BREEDS, 1968). ....................................................................... 41
Figura 2.7 – Fator dinâmico em função da velocidade tangencial da linha de
referencia e do acabamento superficial, representado pelo parâmetro Qv ........ 42
Figura 2.8 - Exibição esquemática seleciona tipos de divergências de superfície reais
para uma superfície sólida ideal (ASM,1992) ..................................................... 43
Figura 2.9 - Esquema de irregularidades superficiais (ASM, 1992). ......................... 44
Figura 2.10 - Perfil de rugosidade esquemático - ampliação vertical é 5 vezes maior
que na horizontal. (NEALE, 1995) ...................................................................... 46
Figura 2.11 - Rugosidade média R
z
. ......................................................................... 48
Figura 2.12 - Relação entre a curva Abbott-Firestone e os parâmetros de rugosidade
Rk, Rpk e Rvk. ................................................................................................... 50
Figura 2.13– Desenho esquemático mostrando a força aplicada (W) entre dentes de
engrenagens, além de suas componentes tangencial e radial (SHIGLEY,2001).
........................................................................................................................... 53
xii
Figura 2.14 – Figura de uma análise por elementos finitos de engrenagens cilíndricas
de dentes retos, mostrando os campos de tensões cisalhantes ........................ 54
Figura 2.15 – Contato entre dois cilindros paralelos ................................................. 55
Figura 2.16 - Exemplos de contatos não “conforme” (HUTCHINGS, 1992). ............. 60
Figura 2.17 – Coeficiente de atrito em função do parâmetro de filme, identificando as
regiões de cada regime de lubrificação (TOMANIK et al., 2000). ...................... 61
Figura 2.18 - Regiões de contato elastrohidrodinâmico entre os dentes de
engrenagem. (a) Esquema mostrando três regiões distintas no pinhão da
superfície do dente da engrenagem e parâmetros fundamentais que determinam
filme de óleo na lubrificação. (b) Gráfico da distribuição de pressão dentro de
zona de contato. b
H
, semi largura da faixa de contato Hertziana; h
0
, espessura
do filme central; h
min
, espessura mínima de filme. ............................................. 63
Figura 2.19 - Gráfico da viscosidade absoluta contra temperatura base para
lubrificantes de engrenagem de óleo minerais selecionados que têm um índice
de viscosidade de 95 (ASM,1992). .................................................................... 65
Figura 2.20 - Gráfico do coeficiente de pressão-viscosidade contra temperatura de
base para lubrificantes de engrenagem de óleo minerais selecionados
(ASM,1992) ........................................................................................................ 66
Figura 2.21 – Fatores que promovem elevação de tensão, as quais iniciam a falha
por fadiga de contato por rolamento (ASM, 2002). ............................................ 70
Figura 2.22 - Evolução típica de trincas através dos nódulos de grafita próximos da
superfície em um FNA (MAGALHÃES, 2000) .................................................... 71
Figura 2.23 – Comparação de típica de fadiga. Curva S-N para ferro fundido nodular,
cinzento e ferro fundido com grafita compactada. (ASM, 1996) ......................... 72
Figura 2.24 – Ilustração esquemática do fenômeno de pitting e spalling .................. 74
Figura 2.25 – Exemplo de superfície dos flancos de engrenagens de dentes retos
com a presença de pitting e spalling (NORTON, 2004) ..................................... 75
Figura 2.26 - Falhas em engrenagens endurecidas. (a) Danos na região do diâmetro
primitivo, (b) ampliação na região danificada (ASM, 1996). ............................... 76
xiii
Figura 2.27 – Micrografia de uma engrenagens de dentes retos, com uma trinca
originada em uma inclusão do tipo oxido (ASM, 2002). ..................................... 77
Figura 2.28 - Distribuições de tensões no contato devido a rolamento, deslizamento
e efeito combinado (ASM, 1996). ....................................................................... 78
Figura 2.29 - Pitting formado na região do diâmetro primitivo e também
imediatamente acima (ASM, 1996). ................................................................... 78
Figura 2.30 – Esquema de regiões de iniciação dos danos de pitting e spalling. ..... 79
Figura 3.1 - Componentes da Máquina FZG-LASC. ................................................. 82
Figura 3.2 - (a) Esquema da máquina de ensaio em vista superior, (b) Sistema para
aplicação de torque. ........................................................................................... 83
Figura 3.3 - Metodologia do ensaio e análises para a superfície dos flancos das
engrenagens. ..................................................................................................... 86
Figura 3.4 – Diferença de comportamento da pressão de Hertz para dois tipos de
ensaio: ■ ensaio realizado nas engrenagens de aço; ■ ensaio normalizado,
segundo procedimento da FZG (FZG, 1992). .................................................... 87
Figura 3.5 – Nomenclatura das engrenagens. .......................................................... 88
Figura 3.6 – Fresadora Horizontal. ............................................................................ 89
Figura 3.7 – Processo de Shaving. (a) Ferramenta tipo shaving, (b) superfície de
engrenagens mostrando o aspecto superficial. .................................................. 90
Figura 3.8 – (a) Tratamento Térmico para FNA, (b) Tratamento Térmico para o aço
AISI 8620. .......................................................................................................... 91
Figura 3.9 – Ferro Nodular Austêmperado do pinhão F11 dente B corte radial. (a)
sem ataque, (b) com ataque de nital 10% por 10 segundos. ............................. 92
Figura 3.10 – Macrografia e Micrografia do pinhão de aço fresado A12 dente C. (a)
camada cementada, (b) microestrutura da camada cementada (martensíta com
austenita retida, ataque nital, (c) microestrutura da camada cementada
(martensíta com austenita retida, ataque com picral, (d) microestrutura do
núcleo do dente (martensítica com austenita retida). ............................... 94
xiv
Figura 3.11 – Perfil de microdureza da pinhão de aço com acabamento por shaving,
........................................................................................................................... 97
Figura 3.13 – Metodologia para detectar danos nas engrenagens e caracterizar a
superfície das engrenagens e algumas propriedades do material. .................... 99
Figura 3.14 - Direção das medições de rugosidades. ............................................. 100
Figura 3.15 - Esquema de identificação dos dentes da engrenagem. ..................... 101
Figura 3.16 – Cortes para Metalografia e medição de dureza nas direções (a) radial e
(b) axial. ........................................................................................................... 103
Figura 3.17 – Posicionamento das amostras embutidas na mesa do microscópio: (a)
Pinhão da caixa 2 ou coroa da caixa 1, (b) Pinhão da caixa 1 ou coroa da caixa
2. ...................................................................................................................... 104
Figura 3.18 – Esquema das 4 regiões de medições de microdurezas realizadas. .. 106
Figura 3.19 – Tela do software mostrando um exemplo de medição do tamanho dos
nódulos de grafita do FNA. ............................................................................... 107
Figura 3.20 – Montagem com iluminação do estereoscópio, mostrando engrenagem
e bloco em V para a realização das macrografias. .......................................... 109
Figura 3.21 – Medição por polígonos em danos do dente 21 da engrenagem de FNA
com acabamento por shaving F22. .................................................................. 110
Figura 3.22- Medição da área ativa de um flanco ................................................... 111
Figura 3.23 - Fluxograma da atividades utilizadas para a quantificação da área
danificada. ........................................................................................................ 111
Figura 4.1 - Percentual médio de danos: (a) Flancos de pinhões de FNA, (b) Flancos
de coroas de FNA, (c) Flancos de pinhões de AISI 8620, (d) Flancos de coroas
de AISI 8620. ................................................................................................... 118
Figura 4.2. Quantificação por setores da localização dos primeiros danos nos flancos
das engrenagens ............................................................................................. 121
Figura 4.3. Microscopia mostrando trincas sub-superfíciais próximas da região do
diâmetro primitivo, em engrenagens de FNA (a e b), e engrenagens de aço AISI
8620 (c e d). ..................................................................................................... 122
xv
Figura 4.4- (a) Seção radial no dente Q para o pinhão F22 na região do d
p
, (b) Seção
radial para o dente A do pinhão A11 na região do região do adendo. ............. 124
Figura 4.6 - Evolução de trincas citadas por MAGALHÃES (2000) encontradas nos
pinhões F21 e F22. .......................................................................................... 125
Figura 4.7 - Danos em engrenagens de FNA com acabamento por shaving .......... 126
Figura 4.8 - Orientação das trincas em relação ao sentido da força de atrito. (a)
Coroa A11 (engrenagem movida) e (b) coroa A12 (engrenagem motora) ....... 127
Figura 4.9 - Orientação das trincas em relação ao sentido da força de atrito. (a)
dente A do pinhão A11 (engrenagem motora) e (b) dente C do pinhão A11
(engrenagem motora)....................................................................................... 127
Figura 4.10 - Percentual médio de danos (a) Engrenagens de FNA somente fresadas
e por shaving, (b) Engrenagens de Aço somente fresadas e por shaving. ...... 129
Figura 4.12 – Perfil de rugosidade axial no dente B na região do diâmetro primitivo
para a engrenagem fresada A12: (a) no fornecimento, (b) após o running-in .. 131
Figura 4.13- Perfil de rugosidade no dente B na região do diâmetro primitivo para a
engrenagem processada por shaving A21 : (a) no fornecimento, (b) após o
running-in. ........................................................................................................ 132
Figura 4.14. Rugosidade em cada estágio do experimento: (a) Rugosidade média
entre pinhões de FNA fresados, (b) Rugosidade média entre pinhões de FNA
com shaving. .................................................................................................... 133
Figura 4.15 - Parâmetro Rvk em cada região de contato: (a) engrenagem fresada, (b)
engrenagem com shaving. ............................................................................... 134
Figura 4.16- Parâmetro de rugosidade Rsm: (a) Rsm para engrenagem fresada A12,
(b) Rsm para engrenagem com acabamento por shaving A21 ........................ 135
Figura 4.17 – Micrografia radial da região do diâmetro primitivo do pinhão A11 dente
C mostrando pittings e spallling formados em dois momentos diferentes da vida
deste componente. ........................................................................................... 137
Figura 4.18 – Parâmetro de espessura de filme () para diversos pares de
engrenagens de aço AISI 8620. (a) A11, (b) A12, (c) A21 e (d) A22. .............. 141
xvii
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 – Elementos Básicos de Engrenagens (Pezzano; Klein – 1957) ............. 31
Tabela 2.2 - Parâmetros para engrenagens com perfil modificado ........................... 36
Tabela 2.3 - Correlação entre running-in e requisitos funcionais (NEALE, 1995). .... 45
Tabela 2.4 – Vantagens e Desvantagens do Parâmetro Ra (GONZÁLES, 1987). .... 47
Tabela 2.5 – Vantagens e Desvantagens do Parâmetro Rz (GONZÁLES,1987). ..... 49
Tabela 2.6 – Vantagens e Desvantagens do Parâmetro Rq (GONZÁLES,1987). ..... 49
Tabela 2.8 - Modos de falhas básicos de dentes de engrenagem (ASM, 1992). ...... 57
Tabela 2.9 - Modos de Falhas em Engrenagens (ASM, 2002). ................................ 67
Tabela 3.1 - Estágios de carga utilizado nos ensaios de fadiga de contato. ............. 84
Tabela 3.2 – Massas disponíveis para ensaio........................................................... 84
Tabela 3.3 - Parâmetros para o estágio de amaciamento (running-in). .................... 85
Tabela 3.4 - Parâmetros para o estágio de pitting. .................................................... 85
Tabela 3.5 – Ciclos de carregamento das engrenagens de FNA e Aço AISI 8620. .. 87
Tabela 3.8 - Composição química do ferro fundido nodular FE 40015 (% em massa)
........................................................................................................................... 91
Tabela 3.9 – Propriedades mecânicas dos materiais (MATWEB, 2008) ................... 92
Tabela 3.10 – Tamanho dos nódulos para engrenagens de FNA. ............................ 93
Tabela 3.11 - Concentração e forma dos nódulos na região onde ocorre os danos
segundo (ABNT,1981)........................................................................................ 93
Tabela 3.12 – Espessura média da camada cementada. ......................................... 95
Tabela 3.13 - Resultados das medições de dureza. ................................................. 96
Tabela 3.14 - Parâmetros utilizados na medição de rugosidade. ............................ 102
Tabela 3.15 - Parâmetros utilizados no equipamento de polimento. ....................... 103
Tabela 3.16 – Equipamentos e parâmetros das diversas medições de dureza. ..... 105
xviii
Tabela 3.18 – Dados de entrada e parâmetros calculados para a formulação das
tensões de Hertz na região do diâmetro primitivo. ........................................... 113
Tabela 3.19 – Parâmetros calculados para obtenção de h
min
. ................................ 114
Tabela 4.1. Quantificação da área danificada em relação à área ativa de um flanco.
......................................................................................................................... 117
Tabela 4.2 – Percentual médio dos danos em pinhões de FNA.............................. 119
Tabela 4.3- Percentual médio dos danos em pinhões de aço AISI 8620 ................ 120
Tabela 4.4- Percentual médio dos danos em coroas de FNA ................................. 120
Tabela 4.5- Percentual médio dos danos em coroas de aço AISI 8620 .................. 120
Tabela 4.6 – Parâmetros de rugosidade das engrenagens no estado de fornecimento
......................................................................................................................... 128
Tabela 4.7. Resultados da tensão de Hertz para o contato entre engrenagens de
FNA e aço AISI 8620........................................................................................ 136
Tabela 4.8. Profundidade média das trincas na região do diâmetro primitivo. ........ 136
Tabela 4.9 – Espessura mínima de filme de óleo lubrificante para engrenagens de
FNA e Aço AISI 8620. ...................................................................................... 140
Tabela 4.10 - Resultados do parâmetro de filme (λ) na região do diâmetro primitivo.
......................................................................................................................... 140
xix
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ASM
American Society for Metals
ABNT
Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASTM
American Society for Testing and Materials
AGMA
American Gear Manufacturers Association
AISI
American Iron and Steel Institute
CAD
Computer Aided Design
DIN
Deutsche Ingenieur Normen
EHD ou EHL
Regime de Lubrificação Elastohidrodinâmica
FNA
Ferro Fundido Nodular Austemperado
FZG
Forschungsstelle für Zahnräder und Getriebebau
HB
Dureza Brinell
HN30
Dureza Rockwell Superficial
ISO
International Standard Organization
LASC
Laboratório de Superfície e Contato
LFS
Laboratório de Fenômenos de Superfície
MC
Macroscopia
MO
Microscopia Ótica
MEF
Método dos Elementos Finitos
MEV
Microscopia Eletrônica de Varredura
PHC
Pressão Hertziana de Contato
RCW
Desgaste por Contato de Rolamento
RCF
Fadiga de Contato Rolante
UTFPR
Universidade Tecnológica Federal do Paraná
WPM
WerkstoffPrüfMaschinen
xx
LISTA DE SÍMBOLOS
a
Coeficiente de Poisson do material do cilindro A
b
Coeficiente de Poisson do material do cilindro B
µ
Coeficiente de atrito
µ
o
Viscosidade absoluta
max
Máxima tensão de cisalhamento
a
Distância entre centros
a
v
Distância entre centros corrigida
b
Meia altura do retângulo
C
Cabeça do dente
c
Meia largura de contato (b nesta dissertação)
CR
Razão de contato
D
pv
Diâmetro primitivo modificado
d
b
Diâmetro de base
De
Diâmetro externo
Di
Diâmetro interno
D
kv1
Diâmetro externo modificado
Dp
Diâmetro primitivo
Dp
1
Diâmetro primitivo da roda motora
Dp
2
Diâmetro primitivo da roda movida
e
Espessura do dente
E’
Módulo de elasticidade reduzido
E
a
Módulo de elasticidade do material do cilindro A
E
b
Módulo de elasticidade do material do cilindro B
f
Pé do dente
h
Altura do dente
h
min
Espessura mínima do filme lubrificante
I
Relação de transmissão
k
Número de áreas analisadas
l
Meia largura do retângulo, ou seja, meia largura da face
Le
Comprimento de amostragem
Lm
Percurso de medição
xxi
L
min
Comprimento de contato mínimo
Ln
Percurso final
Lt
Percurso de apalpamento
Lv
Percurso inicial
M
Módulo
M
R1
Quantidade de material
M
R2
Quantidade de material
M
t1
Torque do pinhão
M
t2
Torque da coroa
m
v
Relação entre velocidades angulares
M
v
Módulo modificado
n1
Rotação da engrenagem 1
n2
Rotação da engrenagem 2
n
i
Número de diâmetros analisados pelo programa em cada área
p
Passo
p
b
Passo de base
P
Pressão hidrostática
P
max
Máxima pressão de contato
P
med
Pressão média de contato
P
t
Potência transmitida
Q
v
Fator dinâmico
q
Carga normal da interface
R’
Raio reduzido da curvatura dos dois cilindros paralelos em contato
r
ap
Raio externo do pinhão
r
bg
Raio de base da coroa
r
ag
Raio externo da coroa
r
bg
Raio de base da coroa
r
kv1
Raio externo do pinhão corrigido
r
kv2
Raio externo da coroa corrigido
Ra
Rugosidade média
R
a
Raio de curvatura do corpo A
R
b
Raio de curvatura do corpo B
R
k
Rugosidade do núcleo do perfil
R
max
Rugosidade máxima
xxii
R
pk
Rugosidade média dos picos acima da are de contato do perfil
Rq
Rugosidade quadrática
Rvk
Rugosidade média dos vales
Rz
Rugosidade média dos cinco maiores picos
S
p
Desvio padrão da população
S
i
Desvio padrão de cada área
T
Torque
T
b
Temperatura de base
V
Vão do dente
Ve
Velocidade de entrada
V
r1
Velocidade de rolamento do pinhão
V
r2
Velocidade de rolamento da coroa
v
t
Velocidade tangencial
v
Velocidade
W
Força normal
W
NR
Carga operacional normal
W
t
Força tangencial
W
r
Força radial
X
Fator de divisão de carga
x
c
Fator de correção coroa
x
p
Fator de correção pinhão
Z
Número de dentes
z
Profundidade da região de máxima tensão de cisalhamento
α
Ângulo de pressão
α
pv
Coeficiente de pressão viscosidade
α
w
Ângulo de pressão corrigido
λ
Parâmetro de espessura de filme
ρ
Raio de curvatura
ρ
1
Raio de curvatura do pinhão
ρ
2
Raio de curvatura da coroa
σ*
Raiz quadrada da soma dos quadrados das rugosidades quadráticas
σ
1
Tensão principal
σ
3
Tensão principal
Ψ
Ângulo de hélice
xxiii
ω
Rotação
ω
1
Velocidade angular do pinhão
ω
2
Velocidade angular da coroa
ω
NR
Carga de unidade normal
Capítulo 1 Introdução 24
1 INTRODUÇÃO
No estudo das características tribológicas de um dado sistema mecânico, é
comum nos depararmos com a seguinte indagação: Que tipo de ensaio de desgaste
deve-se realizar para conseguir uma informação que seja representativa do sistema,
mas que também satisfaça as limitações de tempo, recursos e análises? Parte desta
resposta pode ser encaminhada com a escolha entre os ensaios de campo, os
ensaios laboratoriais e a modelagem matemática (HUTCHINGS, 1992).
Os ensaios tribológicos de campo se caracterizam por apresentarem variáveis
do sistema “pouco controladas”, além de um elevado custo (interrupção de processo
produtivo), no entanto representam exatamente o sistema estudado. Já os ensaios
de laboratório possibilitam um excelente controle de variáveis, entretanto
apresentam dificuldade na transferência de resultados, principalmente devido às
simplificações inerentes aos ensaios de desgaste acelerados de bancada. O
modelamento matemático tem sido uma ferramenta muito utilizada em todos os
campos da ciência, e a tribologia não fica fora desta tendência, porém, as
dificuldades na transferência dos resultados, a inevitável escolha das condições de
contorno e a complexidade da modelagem dos fenômenos que ocorrem nas
superfícies dos materiais durante movimentos relativos, são as desvantagens dessa
abordagem (HUTCHINGS, 1992).
Do ponto de vista da simulação dos eventos característicos de desgaste em
engrenagens, pitting e spalling (ASM, 1990), o Laboratório de Superfícies e Contato
da Universidade Tecnológica Federal do Paraná (LASC-UTFPR) optou por obter
informações de desempenho destes componentes através de ensaios laboratoriais
acelerados.
Dentro deste contexto, a aplicação de um ensaio tribológico que contemple um
rigoroso controle das variáveis do sistema e que minimize as imperfeições nas
interpretações de resultados, utilizando não um corpo-de-prova com geometria
simplificada (pino, discos, esferas, anéis, etc.), mas sim o próprio componente a ser
estudado, torna-se uma ferramenta para estudo do comportamento quanto à fadiga
de contato de extrema importância.
Capítulo 1 Introdução 25
No transcorrer deste trabalho de mestrado, foi desenvolvida uma máquina de
fadiga de contato para o estudo do desgaste de engrenagens e intitulada de FZG-
LASC. Este nome se deve ao fato deste equipamento ter sido baseado no mesmo
principio desenvolvido da tradicional máquina FZG, ou seja, recirculação de potência
(power recirculation rig ou back-to-back test rig). Porém como este tribômetro é um
equipamento não usual nas indústrias e laboratórios de tribologia no Brasil, o
condicionamento e o comissionamento deste equipamento (Apêndice A), tornam-se
atividades decisivas para evitar falhas durante operação, mau uso, instalação
incorreta, etc.
Um exemplo prático da importância deste trabalho está na fabricação de
engrenagens para aplicações automotivas. As grandes montadoras de veículos
apresentam uma resistência quanto ao uso de engrenagens de FNA, pois ainda há
muitas dúvidas sobre seu desempenho nestas aplicações. Acredita-se que com a
realização de ensaios mecânicos e tribológicos adequados, será possível verificar
com clareza em que situações uma substituição de aço por FNA é adequada. Para o
caso das engrenagens um material comumente utilizado é o aço liga AISI 8620, com
tratamentos de cementação e de têmpera superficial. Estes tratamentos
proporcionam uma condição de superfície endurecida mantendo o núcleo do
componente tenaz (ASI, 2005).
FULLER (1985) comenta que os ferros fundidos (especialmente o nodular
austemperado – FNA) têm apresentado um desempenho satisfatório quando
submetidos ao desgaste por fadiga de contato, apesar do efeito concentrador de
tensões gerado pela grafita.
MAGALHÃES et. al. (2007) citam ao menos duas vantagens do FNA em
relação aos aços baixa-liga: (i) a austêmpera é um tratamento que consome menos
energia, pois é realizada por volta de 300ºC, enquanto a cementação é realizada em
temperaturas e tempos superiores, (ii) o uso de FNA promove uma redução de cerca
de 10% em peso, quando comparado com o aço. O uso do FNA é limitado quando
resistências extremas são requeridas (a maioria das transmissões de engrenagens
são feitas de aço), porém alguns FNAs, com tratamentos térmicos adequados,
podem alcançar valores de limite de resistência (L.R) de até 1600 MPa, tornando-o
viável para esta aplicação.
Capítulo 1 Introdução 26
De acordo com as informações de CARMO et. al. (2005) o custo de fabricação
de componentes acabados em ferro fundido nodular austemperado requerem
metade da energia utilizada na fabricação de peças em aço temperado e revenido.
CARMO relata também dados numéricos para o mercado norte americano com base
no trabalho de VACCARI (1998), indicando que o ferro fundido nodular
austemperado apresenta um custo de US$ 1,00 à US$ 1,80 por quilograma,
enquanto que o ferro fundido nodular convencional sai a US$ 0,90, o ferro fundido
cinzento a US$ 0,60 e o aço forjado entre US$ 1,60 à US$ 2,40 o quilograma. A
relação entre o custo de vários materiais e seu limite de escoamento apresentada
por CROKER (1998), indicado no gráfico da Figura 1.1, mostra que o ferro fundido
nodular austemperado oferece a melhor opção.
Figura 1.1 - Relação entre Custo e Limite de Escoamento
(DUCTILE IRON DATA FOR DESIGN ENGINEERS, 2007)
Outro parâmetro de grande importância para a resistência á fadiga de contato
é a rugosidade dos flancos dos dentes das engrenagens. As superfícies de
componentes deslizantes ou sujeitos a rolamento, como os flancos das
engrenagens, devem apresentar níveis de rugosidade baixos para que o atrito seja o
menor possível, diminuindo o ruído e os efeitos de concentração de tensão. Apesar
de autores de literatura de elementos de máquina como o NORTON (2004) e
Capítulo 1 Introdução 27
SHIGLEY (2001) mostrarem enfaticamente que acabamentos mais finos na
superfície de engrenagens proporcionam uma vida mais longa deste componente,
optou-se neste trabalho por estudar a influencia de dois diferentes processos de
acabamento (shaving e fresamento) na resistência á formação de pitting e spalling.
Tendo em vista o que foi explanado acima, este trabalho desenvolverá um
estudo sobre a fadiga de contato em engrenagens, verificando se o equipamento de
ensaio construido, bem como a metodologia de ensaio desenvolvida, são capazes
de:
Caracterizar a diferença de resistência aos fenômenos de pitting e
spalling em engrenagens fabricadas em aço AISI 8620 cementado e
temperado, com engrenagens de uma classe de FNA (classe 4 - ASTM
897);
Verificar a influência de dois tipos de processos de acabamento
superficial (fresamento e shaving) na resistência à fadiga de contato de
engrenagens de dentes retos.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 28
2 REVISÃO DA LITERATURA
2.1 Engrenagens
As engrenagens, também chamadas rodas dentadas, são elementos básicos
na transmissão de potência entre eixos e/ou eixos-árvores.
“São as mais freqüentemente usadas, tanto para eixos
paralelos como para eixos reversos ou concorrentes, servindo
para potências, rotações e relações de multiplicação, que
variam desde valores mínimos até máximos. Distinguem-se
pela transmissão de forças sem deslizamento (relação de
multiplicação constante e independente do carregamento), pela
segurança de funcionamento e pela vida útil, pela resistência
às sobrecargas e pequena manutenção, pelas suas dimensões
reduzidas e devido ao seu alto rendimento. Por outro lado,
deve-se levar em conta o seu maior custo bem como os
maiores ruídos durante o funcionamento e a transmissão
relativamente rígida (eventualmente deve ser previsto um
acoplamento elástico para amortecer os choques)” (NIEMANN,
1971, p. 86).
Dentre os vários tipos de engrenagens existentes, um dos mais comuns são as
engrenagens cilíndricas de dentes retos. Nestas engrenagens os dentes são
dispostos paralelamente entre si e em relação ao eixo como pode ser observado na
Figura 2.1.
Segundo PEZZANO e KLEIN (1957) as engrenagens de dentes retos são
usadas em transmissões que necessitam de uma mudança de posição das
engrenagens em serviço, pois apresentam uma maior facilidade de “engatar”. Este
tipo de engrenagem é mais empregado em transmissões de baixa do que de alta
rotação, devido principalmente ao elevado nível de ruído que produz.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 29
Figura 2.1 - Engrenagem cilíndrica de dentes retos (Wieser e Pichler Ltda)
Estes elementos permitem a redução ou aumento de torque e velocidades,
com mínimas perdas de energia. A mudança de velocidade e torção é feita na razão
dos diâmetros primitivos. Aumentando a rotação, o momento torçor diminui e vice-
versa. Assim, num par de engrenagens, a maior delas terá sempre rotação menor e
transmitirá momento torçor maior.
O movimento dos dentes entre si processa-se de tal modo que no diâmetro
primitivo não há deslizamento, havendo apenas rolamento. Nas demais partes do
flanco, existem ação de deslizamento e rolamento.
A relação de transmissão é um parâmetro de extrema importância em uma
transmissão por engrenagens, pois representa se a transmissão será do tipo
redutora ou amplificadora. Para engrenagens em geral a relação de transmissão é
dada pela Equação 2.1.
Equação 2.1
onde:
D
p1
= diâmetro primitivo da roda motora.
D
p2
= diâmetro primitivo da roda movida.
Z
1
= número de dentes da roda motora.
Z
2
= número de dentes da roda movida.
n
1
= rotação da engrenagem 1.
n
2
= rotação da engrenagem 2.
M
t1
= torque do pinhão 1.
M
t2
= torque da coroa 2.
1
2
2
1
1
2
p1
p2
D
D
t
t
M
M
n
n
Z
Z
i
Capítulo 2 Revisão da Literatura 30
2.1.1 Elementos básicos das engrenagens e nomenclatura dos dentes
Os elementos básicos das engrenagens são mostrados na Figura 2.2 e a
Tabela 2.1 apresenta a simbologia e o significado de cada elemento.
Figura 2.2 - Elementos básicos de uma engrenagem de dentes retos
(Pezzano e Klein, 1957).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 31
Tabela 2.1 – Elementos Básicos de Engrenagens (Pezzano e Klein, 1957).
(Simbologia) Significado
Explicação e cálculo
(De) Diâmetro externo
É o diâmetro máximo da engrenagem.
De = M (Z + 2).
(Di) Diâmetro interno
É o diâmetro menor da engrenagem, também
chamado de diâmetro de pé de dente ou diâmetro de
dedendo.
(D
p
) Diâmetro primitivo
É o diâmetro intermediário entre De e Di. Seu cálculo
exato é D
p
= De – 2M.
(C) Cabeça do dente
É à parte do dente que fica entre Dp e De, também
chamada de adendo.
(f) Pé do dente
É à parte do dente que fica entre Dp e Di, também
chamada de dedendo.
(h) Altura do dente
É a altura total do dente.
h = 2,25 x M.
(e) Espessura de dente
É à distância entre os dois pontos extremos de um
dente, medida à altura do Dp.
(V) Vão do dente
É o espaço entre dois dentes consecutivos. Não é a
mesma medida de e.
(p) Passo circular
Medida que corresponde à distância entre dois dentes
consecutivos, medida à altura do Dp. p = . M
(M) Módulo
Dividindo-se o Dp pelo número de dentes (Z), teremos
um número que se chama módulo (M). Esse número é
que caracteriza a engrenagem e se constitui em sua
unidade de medida. O módulo é o número que serve
de base para calcular a dimensão dos dentes.
() Ângulo de pressão
Definido como o ângulo entre o vetor velocidade e a
linha de ação no ponto primitivo.
Os dentes de profundidade completa têm adendo igual no pinhão e na coroa e
para todos os sistemas de unidades, o adendo padrão é igual ao módulo.
A largura da face não está padronizada, mas se recomenda entre 9 mm e 14
mm. Quanto maior esta largura mais difícil de fabricar o dente e de montar a
engrenagem, mas ao mesmo tempo mais resistente o dente (NORTON,2004).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 32
2.1.2 Razão de contato
Há a necessidade de projetar as engrenagens de forma que um segundo par
de dentes entre em contato antes que o primeiro tenha saído do contato. A razão de
contato (CR) define o número médio de pares de dentes em contato durante o
engrenamento. A Equação 2.2 apresenta o equacionamento da razão de contato.
22
ap bp ag bg w
b
r -r + r -r -a. senα
CR=
p
Equação 2.2
onde:
r
ap
é o raio externo do pinhão,
r
bp
é o raio de base do pinhão,
r
ag
é o raio externo da coroa,
r
bg
é o raio de base da coroa,
a é a distância entre centros,
p
b
é o passo de base da engrenagem.
α é o ângulo de pressão
Em geral, quanto maior for à razão de contato mais suave e silenciosa a
transmissão. Uma razão de contato superior a 1, significa que no mínimo, dois pares
de dentes estão teoricamente em contato ao mesmo tempo durante o
engrenamento. Razões de contato maiores que 1,4 são desejáveis para aumentar a
vida útil das engrenagens (NORTON, 2004).
Devido a modificações no adendo a formulação da razão de contato fica
alterada conforme mostra a Equação 2.3.
v1 v2
22
k bp k bg w
b
r -r + r -r -a. senα
CR=
p
Equação 2.3
onde:
r
kv1
é o raio externo do pinhão corrigido.
r
kv2
é raio externo da coroa corrigido.
α
w
é o ângulo de pressão corrigido
Capítulo 2 Revisão da Literatura 33
2.1.3 Raio de curvatura
O contato entre os flancos dos dentes das engrenagens pode ser como
equivalente ao contato de dois cilindros, com raios equivalentes aos raios de
curvatura do ponto de contato das engrenagens.
O valor do raio de curvatura apresentado na Equação 2.4, refere-se á posição
do diâmetro primitivo. A partir dos raios de curvatura das engrenagens, é possível
calcular, usando a teoria de Hertz, as pressões de contato e a tensões
subsuperficiais (STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000). Os cálculos das tensões
hertzianas estão apresentados na seção 2.5.1.
p
D .sinα
ρ=
2
Equação 2.4
onde:
= raio de curvatura
D
p
= diâmetro primitivo
– ângulo de pressão
2.1.4 Correções em engrenagens
De uma maneira geral, as modificações no adendo de engrenagens são
utilizadas para evitar a ocorrência de interferência entre dentes (principalmente em
aplicações onde o pinhão apresenta pouco número de dentes) e também para
corrigir as distâncias entre eixos de um par engrenado. Apesar das modificações do
perfil do adendo atingir os objetivos citados acima, as condições de contato deixam
de serem as ideais, conduzindo a maiores níveis de ruído, mais deslizamento entre
os dentes e, conseqüentemente, rendimentos mais baixos. Com o objetivo de
acelerar os fenômenos de desgaste, os equipamentos que aplicam o princípio de
recirculação de potência (FZG, 1992) utilizam engrenagens com modificação no
adendo.
O coeficiente de modificação do adendo (x) representa um percentual em
relação ao módulo da engrenagem (x . M) de alterações na geometria dos dentes.
Para adendos alongados, o valor do coeficiente x é positivo e para adendos
Capítulo 2 Revisão da Literatura 34
rebaixados x é negativo. Além disto, a correção x representa uma alteração
dimensional do par engrenado, ou seja, x = x
1=p
+ x
c
, onde x
p
é alteração no perfil
dos dentes do pinhão e x
c
da coroa.
A Figura 2.3 mostra o perfil de engrenagens, com o mesmo módulo e mesmo
número de dentes, porém com coeficientes de modificação de adendo diferentes.
Quanto maior o valor de x, mais afinado fica a ponta do dente da engrenagem. A
parte superior da Figura 2.3 mostra a ferramenta cremalheira utilizada para o corte
dos dentes. Esta ferramenta precisa alterar a distância entre linha e círculo de
referência, para promover a fabricação de dentes com perfil modificado.
Figura 2.3 – Perfil de dentes de engrenagens com diferentes níveis de modificação
no adendo: (a) x = 0 , (b) x > 0, (c) x > 0 porém maior que no item (b) (MAAG,1963).
Basicamente há três tipos de engrenamento entre rodas dentadas: (i)
engrenamento Zero, (ii) engrenamento V zero (ou Perfil Transladado) e (iii)
engrenamento V:
Engrenamento Zero
Na realidade, o engrenamento Zero é aquele mais comum, onde as
engrenagens não necessitam de modificações, ou seja x = 0;
Engrenamento Vzero ou Perfil transladado
No engrenamento Vzero, a soma algébrica das correções (x
p
+ x
c
) é nula. A
situação mais comum é que o adendo do pinhão tenha correção positiva
Capítulo 2 Revisão da Literatura 35
(fique maior) e que a coroa tenha correção negativa (x
c
<0); (STIPKOVIC,
2001).
Engrenamento V
Neste tipo de engrenamento o coeficiente de modificação do adendo x ≠0.
Sendo assim, x
p
≠ x
c
, e uma nova distância entre os centros das
engrenagens surgirá e esta é comumente chamada de distância corrigida, a
v.
A Tabela 2.2 mostra a formulação das equações para engrenagens cilíndricas
de dentes retos com perfil modificado.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 36
Tabela 2.2 - Parâmetros para engrenagens com perfil modificado
Denominação
Símbolo
Cálculo
Coeficiente geral de
modificação do adendo
x
± x . M
Coeficiente de cada
engrenagem
x
p
ou x
c
p (pinhão), c (coroa)
x = x
p
+ x
c
Distância de centros
corrigida
a
v
v 0 p c
a = a +(x +x ).m
Ângulo de pressão
para engrenamento V
α
w
0
w
v
a
cos( ) = .cos( )
a
Módulo Modificado
m
v
v
v
pc
2a
m=
z +z
Diâmetro de base
D
b
bw
D = Dp.cos( )
Diâmetro externo
D
kv1
kv1 1 1
D = m(z +2+2.x )
Diâmetro primitivo
modificado
D
pv
pv v
D = m .z
Razão de contato
CR
v1 v2
22
k bp k bg w
b
r -r + r -r -a.sen
CR =
p
Raio de Curvatura
(região do d
p
)
ρ
pv.pinhao w
pinhão
D .sin( )
r=
2
pv.coroa w
coroa
D .sin( )
r=
2
Força Tangencial
Wt
t
pv
2T
W=
d
(T= Torque)
Força Normal
W
t
w
W
W=
cos( )
Capítulo 2 Revisão da Literatura 37
2.2 Introdução á máquina FZG
A literatura (MAGALHÃES et al., 2000; ASLANTAS et al., 2004) especializada
no estudo de fadiga de contato em engrenagens mostra vantagens na utilização de
um equipamento de ensaio baseado no princípio da recirculação de potência (power
recirculation rig). Com este equipamento é possível realizar ensaios com elevadas
cargas em um aparato compacto, além de obter resultados de dois conjuntos de
engrenagens durante o período de apenas um ensaio.
Uma das principais características deste equipamento é a possibilidade de
simular as condições de trabalho em campo, principalmente, os movimentos
relativos de rolamento e deslizamento (BESSON e ANTOINE, 2002), característicos
de engrenagens. Este equipamento foi inicialmente desenvolvido no Instituto de
Estudos de Elementos de Máquinas da Universidade Técnica de Munique
(Forschungsstelle für Zahnräder und Getriebebau) e é mundialmente conhecido
como FZG.
O princípio da recirculação de potência (power recirculation rig) também
comumente chamado de back-to-back rig pode ser mais bem compreendido pela
observação do esquema mostrado na Figura 2.4 (a). Na máquina de ensaios, com a
colocação de carga no braço de aplicação de torque, o eixo 1 gira no sentido horário
e o eixo 2 no sentido anti-horário. A etapa seguinte é a fixação dos parafusos na
flange de aplicação de torque, o que mantém todo o sistema carregado. Então se
retira o braço de aplicação de torque e a alavanca de travamento. O carregamento
torcional é mantido no sistema (“fica preso”) e recircula entre os dois eixos, ao longo
de todo o ensaio. O nome back-to-back rig (costa-à-costa em português) indica a
forma de contato dos flancos dos dentes após a aplicação do torque. Na caixa 1 o
engrenamento ocorre utilizando um lado do flanco de um determinado dente (ex.
dente A) e na caixa dois o outro lado do flanco (ex. o mesmo dente A,) isto pode ser
evidenciado comparando-se as Figura 2.4 (b) e Figura 2.4 (c).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 38
Coroa
Pinhão
Flanges
M
Caixa de
Ensaio 1
Caixa de
Ensaio 2
Braço de aplicação
do torque
Alavanca de
travamento
Flange com furos obilongos
para travamento do torque
Coroa
Pinhão
Eixo 2
Eixo 1
Eixo 2Eixo 2
Eixo 1
(a)
Dente A da coroa
Dente 1 do pinhão
Engrenagem movida
Engrenagem motora
(b)
(c)
Figura 2.4 – Detalhes do funcionamento da máquina FZG: (a)Esquema de
funcionamento do equipamento FZG, (b) Forma que o Dente A engrena na caixa 1,
(c) Forma que o Dente A engrena na caixa 2.
A Figura 2.5 apresenta os componentes do tribossistema (corpo, contra-corpo,
meio interfacial e ambiente ao redor) da caixa 1 de um equipamento tipo FZG.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 39
Figura 2.5– Tribossistema da caixa 1 em um equipamento FZG.
Os usuários deste tipo de equipamento utilizam procedimentos e normas de
ensaio específicas para cada tipo de dano em engrenagem, tais como micropitting,
pitting e scuffing (ASTM D5182 – 97, 2008).
Para originar o dano por pitting é comum utilizar o procedimento desenvolvido
pelo instituto FZG, o qual é denominado por: Description of the FZG-Pittingtest
(FZG,1992). Este procedimento compreende as etapas de amaciamento (running-in)
e de regime permanente para originar os defeitos tipo pitting.
Neste ensaio de pitting, a cada 14 horas ocorre uma interrupção do ensaio para
analisar a superfície dos flancos da engrenagem. Caso já tenha iniciado a formação
de danos, o período para uma nova inspeção é de 7 horas.
O ensaio tem como critério de parada a área danificada dos flancos dos
dentes. O ensaio clássico é interrompido se a somatória dos danos exceder a área
permissível (4 % de área de danificada em um flanco do pinhão, ou a soma de todas
as áreas danificadas de todos os dentes do pinhão excedem 1% da área ativa total
dos flancos do pinhão).
Uma das principais vantagens em se utilizar as próprias engrenagens para
determinar o comportamento quanto ao desgaste de um dado material, é a
possibilidade de reproduzir a cinemática do contato destes componentes. A
Capítulo 2 Revisão da Literatura 40
cinemática do movimento das engrenagens pode ser dividida em três partes
conforme a Figura 2.6 (BREEDS, 1968):
Primeira parte: As engrenagens inicialmente entram em contato no ponto a,
onde o topo da engrenagem movida engrena na região do diâmetro de base
da engrenagem motora Figura 2.6 (a). Entre o ponto a e o ponto primitivo p
ocorre os dois tipos de movimento: rolamento e deslizamento. A direção de
rolamento é da raiz do dente em direção ao topo na engrenagem movida e
em paralelo à direção na engrenagem movida (o qual neste caso é do topo
em direção à raiz do dente). Isto poderia ser notado que o comprimento de
contato (a à p) no flanco da engrenagem motora é menor que o comprimento
de contato (a à p) no flanco da engrenagem movida. Por esta razão os dentes
das engrenagens devem ter relativos deslizamentos para cada um se a
posição de contato é para o movimento do ponto a para p. A „direção do atrito‟
marcada na Figura 2.6 é na direção da força de atrito produzida no dente pela
ação do deslizamento do outro dente engrenado. Então entre a e p a força de
atrito na engrenagem motora é de p para a (ex. em direção à raiz), e a força
de atrito na engrenagem movida é do topo em direção ao ponto primitivo.
Segunda parte: Para o ponto p, o ponto primitivo, há somente rolamento puro
(Figura 2.6 (b)).
Terceira parte: Entre o ponto p e b o rolamento continua na mesma direção (do
ponto p para b em ambos os dentes). Agora para esta parte o movimento do
comprimento de contato (p para b) na engrenagem motora é maior do que o
comprimento de contato (p para b) na engrenagem movida. A direção da
força de atrito muda em ambos os dentes para esta segunda metade do
movimento (Figura 2.6(c)). O dente da engrenagem motora experimenta uma
força de atrito de p para b, ex. distante da linha primitiva. A engrenagem
movida experimenta uma força de atrito de b para p, ex. em direção a linha
primitiva. Então, na engrenagem motora a força de atrito sempre atua para
fora da linha primitiva, e na engrenagem movida isto sempre atua em direção
a linha primitiva.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 41
Engrenagem Motora
Engrenagem Motora
Engrenagem Motora
Engrenagem Movida
Engrenagem Movida
Engrenagem Movida
Atrito
Direção de rolamento
Atrito
Direção de rolamento
Atrito
Direção de rolamento
Atrito
Direção de rolamento
Atrito
Direção de rolamento
Atrito
Direção de rolamento
Figura 2.6 - Direção de engrenamento em engrenagens cilíndricas de dentes retos.
(a) Início do engrenamento, (b) diâmetro primitivo e (c) término do engrenamento
(BREEDS, 1968).
2.3 Natureza das Superfícies
Atrito é causado por forças entre os dois corpos em contato, agindo na
interface deles. Estas forças são determinadas por dois fatores além da carga: as
propriedades do material em contato e a área de contato real.
As forças de atrito normalmente não são diretamente previsíveis porque estes
fatores dependem muito de condições particulares. Por exemplo, as propriedades
podem ser significativamente diferentes do que o esperado dos valores do material
base porque o material da superfície está deformado, contém segregações, está
coberto por uma camada de óxido, e assim por diante. Também, a área real de
contato é normalmente muito menor que a área aparente dos corpos porque
superfícies reais não são lisas em uma escala atômica.
Por causa desta dependência íntima de atrito, topografia de superfície e das
propriedades das superfícies e das camadas próximas á ela, uma discussão breve
será apresentada das características pertinentes deste sistema (ASM, 1992).
Segundo a ASM (1992) o autor TABOR cita W. PAULI: "Deus fez sólidos, mas
superfícies eram feitas pelo Diabo”. Realmente, superfícies são extremamente
complicadas por causa da sua topografia e reatividade química e também pelas suas
composições e macroestruturas. Propriedades de superfície, composição e
Capítulo 2 Revisão da Literatura 42
microestrutura podem ser muito difíceis de determinar com precisão, criando
complicações adicionais (ASM, 1992).
Segundo SHIGLEY (2001) as falhas por fadiga podem ser evitadas mantendo o
estado de tensões na região segura dos diagramas normalizados de vida constante.
De acordo com a norma AGMA 2001-B88 (AGMA, 1988), o fator dinâmico
usado no dimensionamento de engrenagens, depende tanto da velocidade
tangencial (na região do diâmetro primitivo), quanto do nível de acabamento
superficial. O Parâmetro Qv apresentado na Figura 2.7 representa o estado
superficial do flanco dos dentes das engrenagens, onde para maiores valores de Qv,
menores são os valores dos parâmetros de rugosidade das engrenagens.
Figura 2.7 – Fator dinâmico em função da velocidade tangencial da linha de
referencia e do acabamento superficial, representado pelo parâmetro Qv
(NORTON, 2004).
2.3.1 Topografia
A forma geométrica de qualquer superfície é determinada pelo processo de
acabamento realizado nele. Haverá ondulações de comprimentos de onda que
variam de dimensões atômicas ao comprimento do componente. Este é o resultado
das dinâmicas do processo de acabamento particular ou máquina utilizada. Pode
haver picos adicionais e vales causados por micro eventos locais, como
deformações desiguais de componentes microestruturas duros, fratura local ou
Capítulo 2 Revisão da Literatura 43
pitting corrosivo. Até mesmo depois de uma superfície ser cuidadosamente polida,
ainda será áspera em uma escala atômica. É útil distinguir macro divergências,
ondulação, rugosidade e micro rugosidade relativa a uma superfície plana ideal
(Figura 2.8).
Rugosidade
Micro
Rugosidade
Ondulação Macro desvios Superficie ideal
Figura 2.8 - Exibição esquemática seleciona tipos de divergências de superfície reais
para uma superfície sólida ideal (ASM, 1992)
Macro desvios são erros iniciados em superfícies irregulares do perfil de
projeto, freqüentemente causados por falta de precisão ou de rigidez do
sistema da máquina.
Ondulação são desvios periódicos de superfície geométrica, freqüentemente na
forma senoidal e causador por um baixo nível de oscilações do sistema
máquina-ferramenta-peça durante o trabalho de usinagem. Tipicamente,
comprimentos de onda variam de 1 a 10 mm e alturas de onda de alguns a
várias centenas de micrômetros.
Rugosidade são os desvios da própria superfície ondulada, causada por
geometria da ferramenta cortante e seu desgaste, condições de usinagem,
microestrutura da peça de trabalho, vibrações no sistema, e assim por diante.
Micro rugosidade é a rugosidade fina superposta à rugosidade de superfície.
Pode se estender até próximo à escala atômica e pode ser causada através
de imperfeições internas no material, deformação não uniforme de grãos
individuais da superfície ou corrosão e processos de oxidação que acontecem
Capítulo 2 Revisão da Literatura 44
enquanto a superfície está sendo gerada ou durante sua exposição ao
ambiente.
Segundo a AMERICAN SOCIETY FOR METALS (1992) no modelo de
distribuição de aspereza: “Em situações de contato, só 10% das asperezas podem
estar envolvidas. A distribuição da altura destas asperezas pode ser representada
pela extremidade da curva de uma distribuição Gaussiana”. Esta distribuição foi
usada por GREENWOOD e WILLIAMSON (1966) para derivar expressões para o
cálculo de tensões de contato elásticas em contatos de multi-asperezas.
Nenhuma superfície é geometricamente perfeita. Superfícies contêm
irregularidades que formam picos e vales. Assim, no contato entre peças são
mantidas porções limitadas acima da interface aparente. A área aparente de contato
é a área total, mas a área real de contato é limitada entre os picos das asperezas
adversárias (Figura 2.9). Se a pressão está definida como a força total (W) dividida
pela área transversal aparente, a pressão local dos pontos em contato pode ser
muito elevada provocando escoamento.
W
Elástico
Escoamento
plástico
Deformação
elástica
Escoamento
plástico
Figura 2.9 - Esquema de irregularidades superficiais (ASM, 1992).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 45
2.3.2 Rugosidade e período de running-in
Quando montados componentes que terão contato entre si, haverá regiões
entre essas peças nas quais o contato é mais ou menos intenso. O running-in
(amaciamento) consiste no desgaste das asperezas para proporcionar uma melhor
adaptação das superfícies em contato, ou seja, um aumento da área de contato real,
devido à remoção e conformação dos picos.
A Tabela 2.3 mostra as principais necessidades para realização do running-in
para atender requisitos de componentes que proporcionam o funcionamento
adequado desses.
Tabela 2.3 - Correlação entre running-in e requisitos funcionais (NEALE, 1995).
Requisito exigido
Exigências não encontradas
por montagem novas por
causa de:
Condição produzida por
running-in
Macro-conformidade
Liberdade de ação em ajustes,
tolerâncias, montagem,
alinhamento de Desvios
mecânicos de eixos, dentes de
engrenagem, etc.
Distorção térmica e mecânica de
alojamentos de rolamentos, etc.
Aumento na área aparente de
contato e o alívio de tensões
de contato
Redução no atrito e
temperatura.
Micro-conformidade
Aspereza da superfície inicial
excede espessura do filme de
óleo
Diminuição da rugosidade,
aumento na área de rolamento
efetivo,
coerência de filme de óleo, e
idealmente lubrificação de filme
pleno
Limpeza
Fundição em Areia, usinagem,
produtos de desgaste
de running-in, etc.
Expulsão segura de
contaminantes para filtros
Camadas protetoras
Arranhões e superfícies de baixo
atrito resistentes ao desgaste não
são naturalmente presentes em
superfícies usinadas
recentemente
Formação de camadas
trabalhadas-endurecidas,
filmes de óxido de baixo atrito,
filmes de reação de óleo-
aditivo, filmes de extrusão do
substrato, por exemplo: Grafita
A Figura 2.10 mostra uma comparação de perfil de rugosidade antes e após o
período de running-in para conformação da camisa de um cilindro.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 46
Cilindro sem running-in Cilindro com running-in
Figura 2.10 - Perfil de rugosidade esquemático - ampliação vertical é 5 vezes maior
que na horizontal. (NEALE, 1995)
O autor NEALE (2005) diz que o running-in para alcançar micro-conformidade
pode ser monitorado por medida de acabamento de superfície com análise antes e
depois do processo de running-in.
SEABRA e BERTHE (1987) estudaram a influência das imperfeições da
superfície (ondulação e rugosidade) na distribuição da pressão normal no contato
entre superfícies. Estes autores constataram que a máxima pressão desenvolvida no
contato é muito maior do que a pressão máxima calculada pela teoria de Hertz. Isto
ocorre, pois a área real de contato é menor do que aquela considera por Hertz,
admitindo uma superfície lisa. No estudo destes autores foram realizadas
comparações do estado de tensões de uma superfície antes e após um período de
running-in em ensaio de desgaste. Constatou-se que com o processo de
amaciamento da superfície, as tensões nos contatos das asperezas ficam menos
intensas, pois as áreas de cada junção tornam-se maiores.
2.3.3 Parâmetros de rugosidade
A seguir serão apresentados os parâmetros utilizados neste trabalho, que
poderão caracterizar a superfície para melhor entendimento dos fenômenos
tribológicos.
2.3.3.1 Rugosidade média (R
a
)
É a média aritmética dos valores absolutos das ordenadas dos afastamentos
dos pontos do perfil de rugosidade, em relação à linha média, dentro do percurso de
medição lm. O parâmetro Ra pode ser calculado pela Equação 2.5.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 47
0
1
L
A
Ra y dx
LL
Equação 2.5
O R
a
é um valor médio, podendo às vezes, não dar indicação direta do estado
da superfície. Em determinadas aplicações específicas pode ser mais útil utilizar
outros parâmetros de rugosidade.
A Tabela 2.4 mostra as vantagens e as desvantagens deste parâmetro
Tabela 2.4 – Vantagens e Desvantagens do Parâmetro Ra (GONZÁLES, 1987).
Vantagens do Parâmetro Ra
Desvantagens do Parâmetro Ra
Mais utilizado no mundo
Representa a rugosidade média, por isso,
se um pico ou vale não típico aparecer, o
valor da média será adulterado, não
representando o valor médio da
rugosidade real.
Aplicável na maioria dos processos de
fabricação.
O valor de Ra não define a forma de
irregularidade ou perfil, dessa forma
poderemos ter um mesmo valor de Ra
para superfícies de processo de
acabamentos diferentes.
Todos os equipamentos o possuem em
forma analógica ou digital.
Os riscos inerentes ao processo não
alteram substancialmente o seu valor.
Este parâmetro não apresenta nenhuma
distinção entre picos e vales.
Para a maioria das superfícies a
distribuição está de acordo com a curva
de Gauss e é geralmente observado que
o valor Ra é um bom parâmetro
estatístico que caracteriza a distribuição
da amplitude
Para alguns processos de fabricação
onde há uma freqüência muito alta de
vales ou picos, como é o caso de
sintetizados, o parâmetro não é
adequado, já que a distorção provocada
pelo filtro eleva o erro até níveis
inaceitáveis.
GONZÁLEZ (1987) cita também que o parâmetro de rugosidade Ra de 0,3 m
é próprio de flancos de engrenagens, guias de mesas de máquinas-ferramenta.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 48
2.3.3.2 Rugosidade (Rz):
É a média aritmética dos 5 valores da rugosidade parcial Z
i
. A rugosidade
parcial Z
i
é definida como a soma dos valores absolutos das ordenadas dos pontos
de maiores afastamentos (acima e abaixo da linha média) existentes dentro de um
comprimento de amostragem L
e
. A equação que representa graficamente, este valor
representa a altura entre os pontos máximo e mínimo do perfil, dentro do
comprimento de amostragem L
e
(Figura 2.11).
Figura 2.11 - Rugosidade média R
z
.
A Equação 2.6 demonstra o cálculo da rugosidade Rz.
1 2 3 4 5
5
z
Z Z Z Z Z
R
Equação 2.6
A Tabela 2.5 abaixo mostra vantagens e desvantagens deste parâmetro.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 49
Tabela 2.5 – Vantagens e Desvantagens do Parâmetro Rz (GONZÁLES, 1987).
Vantagens do Parâmetro Rz
Desvantagens do Parâmetro Rz
Informa sobre a destruição média
da superfície vertical
Em algumas aplicações essa consideração
parcial dos pontos isolados não é aconselhável,
pois um ponto isolado acentuado será mediante
a divisão 1/5, considerando somente em 20%
É de fácil obtenção através de
equipamentos que fornecem
gráficos.
Assim como o R
max
, não possibilita nenhuma
informação sobre a forma do perfil, bem como a
distância entre as ranhuras.
Riscos isolados serão
considerados apenas
parcialmente, de acordo com o
número de pontos isolados.
Atualmente diversos
equipamentos fornecem este
parâmetro.
2.3.3.3 Rugosidade quadrática média Rq
Corresponde ao valor médio quadrático de todos os desvios do perfil de
rugosidade “R” da reta média dentro do comprimento de medição “lm” conforme a
Equação 2.7.
2
0
1
( ).
l
Rq y x dx
l
Equação 2.7
A Tabela 2.6 abaixo mostra vantagens e desvantagens deste parâmetro.
Tabela 2.6 – Vantagens e Desvantagens do Parâmetro Rq (GONZÁLES, 1987).
Vantagens do Parâmetro Rq
Desvantagens do Parâmetro Rq
Comparado com o Ra este parâmetro
tem o efeito de dar peso extra para altos
valores (é cerca de 11% maior que Ra e
esta diferença passa a ser importante
em muitos casos)
É mais difícil de obter graficamente que
o Ra
Para superfícies onde a detecção de
picos ou vales se torna importante
mesmo quando estes aparecem ao
acaso, evidenciando-os mais que o Ra,
pois o eleva ao quadrado o erro
acentuando-o.
Assim como o Ra, não define a forma da
irregularidade.
Além disto, deve vir acompanhado de
R
max
ou R
t
Capítulo 2 Revisão da Literatura 50
2.3.3.4 Determinação dos parâmetros de rugosidade Rk
Vários parâmetros de rugosidade podem ser obtidos da curva de fração de
contato (Abott-Firestone) e existe um projeto de norma para obtenção destes
parâmetros a DIN 4776.
Perfil núcleo de rugosidade é o perfil de rugosidade excluídos os maiores picos
e vales mais profundos.
Os parâmetros que podem ser obtidos da curva Abott Firestone estão descritos
abaixo e demonstrados na Figura 2.12.
R
k
é o valor da rugosidade do núcleo do perfil.
R
pk
é o valor da rugosidade média dos picos que estão acima da área de
contato mínima do perfil; excluídos eventuais picos exagerados.
R
vk
é o valor da rugosidade média dos vales que estão abaixo da área de
contato do perfil; excluídos eventuais vales excessivamente profundos.
Quantidade de material M
r1
(%) é um parâmetro que determina a fração de
contato mínima no núcleo do perfil de rugosidade.
Quantidade de material M
r2
(%) é um parâmetro que determina a maior fração
de contato no núcleo do perfil de rugosidade
Curva Abbott Firestone
Linha reta de aproximação
Comprimento de medição
Área de picos
Área de vales
Rugosidade do núcleo do perfil
Figura 2.12 - Relação entre a curva Abbott-Firestone e os parâmetros de rugosidade
Rk, Rpk e Rvk.
Magalhães et al. (2007) em seus experimentos constatou e interpretou os
dados de rugosidade fazendo uma analogia com desgaste e decréscimo da altura
dos picos. Abaixo da linha do diâmetro primitivo foi constatado um aumento
Capítulo 2 Revisão da Literatura 51
significativo dos parâmetros R
vk
e R
max
, indicando a presença dos vales profundos,
os quais foram relacionados aos micro-pits gerados nos flancos dos dentes. Acima
da linha do diâmetro primitivo uma redução significativa parâmetros da aspereza R
pk
e de R
z
foi observada, indicando a ocorrência de desgaste „suave‟ e a eliminação
dos picos mais significativos da rugosidade.
Diversos estudos têm sido realizados para verificação do efeito do acabamento
superficial na resistência à fadiga de contato. Segundo ZAFOSNIK et al. (2007) no
contato com rolamento e deslizamento, a resistência à fadiga depende de vários
fatores, tais como a tensão e deformação eslato-plástica, das propriedades do
material, propriedades físico químicas do lubrificante, rugosidade superficial, tensão
residual e cinemática do contato. As trincas superficiais poderiam ser iniciadas
próximas á região de deformação plástica superficial na região de máxima tensão de
cisalhamento cíclica, a qual é causada pelo contato de rolamento-deslizamento, ou
alternativamente em defeitos tais como entalhe ou riscos na superfície.
Segundo NORTON (2004) quando duas superfícies são pressionadas uma
contra a outra, sua área aparente de contato é facilmente calculada pela
macrogeometria, porém sua área real de contato é afetada pelas asperezas
presentes em suas superfícies. As pontas das asperezas de uma das peças irão
inicialmente entrar em contato com as pontas da outra peça, e a área inicial de
contato será extremamente pequena. As tensões resultantes sobre as asperezas
são muito altas, e podem facilmente ultrapassar o limite de escoamento em
compressão do material. À medida que a força de junção das duas peças é
aumentada, as pontas das asperezas escoam e se alargam até que a área
combinada seja suficiente para reduzir a tensão média a um nível sustentável, isto é,
algo como resistência à penetração por compressão do material menos resistente.
2.4 Tensões no contato segundo Hertz
A teoria de Hertz, para a determinação de tensões que ocorrem em superfícies
em contato, se baseia nas seguintes condições (JOHNSON, 1985):
Capítulo 2 Revisão da Literatura 52
Os materiais em contato são homogêneos e as tensões não excedem
a de escoamento;
As tensões de contato são causadas por uma força a qual é normal ao
plano de contato o que efetivamente significa que não há forças
atuando entre os sólidos (cilindros);
A área de contato é muito pequena comparada com a área de contato
entre os sólidos (cilindros);
Os sólidos em contato estão em repouso e equilíbrio;
O efeito da rugosidade superficial é desconsiderado.
A seguir será mostrado como pode ser modelado o contato mecânico dos
flancos dos dentes das engrenagens na região do diâmetro primitivo seguindo a
teoria supracitada.
2.4.1 Esforços nos dentes de engrenagens
É importante citar que a potência dissipada pelo atrito aumenta
proporcionalmente ao número de pares em contato em uma redução. O calor gerado
dessa perda deve ser retirado do sistema, sob pena de que um aumento significativo
na temperatura comprometa o lubrificante e causa falhas prematuras.
Como a potência a ser transmitida apresentada na Equação 2.8 e a velocidade
são dados de entrada dos problemas comuns de projeto, é necessário primeiro obter
a força tangencial e depois a força resultante no contato.
tt
P = W .v = T.
Equação 2.8
onde:
P
t
= potência transmitida
W
t
= Força tangencial
v = velocidade
T = torque
ω = rotação
Capítulo 2 Revisão da Literatura 53
A Figura 2.13 mostra as forças agindo em um dente. Por trigonometria a força
no contato (W) é dada pela Equação 2.9 e a força radial (Wr) pela Equação 2.10.
t
W
W=
cos
Equação 2.9
onde:
W= Força resultante
W
t
= Força tangencial
α = ângulo de pressão
rt
W =W.tan
Equação 2.10
onde:
W
r
= Força radial
Figura 2.13– Desenho esquemático mostrando a força aplicada (W) entre dentes de
engrenagens, além de suas componentes tangencial e radial (SHIGLEY,2001).
No contato dos dentes são desenvolvidas tensões superficiais e
subsuperficiais, as quais podem ser calculadas a partir da teoria do contato
desenvolvida por Hertz ou determinadas por meio de simulações numéricas
utilizando técnicas como o método dos elementos finitos (MEF). A Figura 2.14,
mostra um exemplo de simulação por MEF de engrenagens cilíndricas de dentes
retos, onde é possível observar que as tensões de Von Mises mais elevadas
encontram-se em regiões sub-superficiais.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 54
Figura 2.14 – Figura de uma análise por elementos finitos de engrenagens cilíndricas
de dentes retos, mostrando os campos de tensões cisalhantes
(REISDORFER e GEQUELIN,2008).
2.4.2 Equacionamento analítico para o cálculo das tensões de contato
Para utilizar a teoria de Hertz, de forma analítica, para o contato entre dentes
de engrenagens, deve-se considerar que o contato entre os flancos dos dentes é
equivalente ao contato entre dois cilindros.
As dimensões da área (aparente) de contato entre os dois cilindros paralelos,
bem como todo o equacionamento proposto para a resolução deste problema, estão
apresentados na Tabela 2.7 e na Figura 2.15.
Tabela 2.7 – Formulário para contato entre dois cilindros paralelos atrito
(STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000).
Dimensões
da Área de
Contato
Máxima
Pressão
de
contato
Pressão
de contato
média
Máxima tensão de
cisalhamento
Módulo Elástico
Reduzido (E’)
e Raio Reduzido
(R’)
1/2
4. . '
'
WR
b
lE
max
..
W
p
bl
Distribuição
de pressão
elíptica
m
4. .
edio
W
p
bl
max max
0.304
. . .
0.786.
p
para a profundidadede
zb
Para a profundidade (z)
max max
0.304
. . .
0.786.
p
para a profundidadede
zb
22
11
11
´2
AB
AB
E E E
.
'
AB
AB
RR
R
RR
Capítulo 2 Revisão da Literatura 55
onde:
b = meia altura do retângulo [m]
l = meia largura do retângulo [m]
R´ = raio reduzido da curvatura dos dois cilindros paralelos em contato [m]
R
A
= raio do cilindro A [m]
R
B
= raio do cilindro B [m]
W = carga aplicada [N]
A
= coeficiente de Poisson do material do cilindro A
B
= coeficiente de Poisson do material do cilindro B
E
A
= módulo elástico do material do cilindro A [Pa]
E
B
= módulo elástico do material do cilindro B [Pa]
Corpo
A
Corpo
B
Área de contato
retangular
Figura 2.15 – Contato entre dois cilindros paralelos
(STACHOWIAK e BATCHELOR, 2000).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 56
2.5 Lubrificação
O projeto da engrenagem é um processo de síntese no qual geometria de
engrenagem, materiais, tratamento térmico, métodos industriais e lubrificação são
selecionados para satisfazer as exigências de uma determinada aplicação. O
projetista tem que projetar o conjunto de engrenagens com resistência mecânica
adequada, resistência ao desgaste e resistência ao engripamento (scuffing). A
escolha do lubrificante e seu método de aplicação são tão importantes quanto à
escolha da liga de aço e tratamento térmico (ASM, 1992). Para que uma lubrificação
seja adequada, as inter-relações dos seguintes fatores devem ser consideradas:
Geometria do dente da engrenagem;
Movimento dos dentes da engrenagem (cinemática);
Forças atuantes nos dentes da engrenagem (estática e dinâmica);
Material do dente da engrenagem e características de superfície (física e
química);
Características do óleo lubrificante (físico e química);
Características ambientais (físico e química).
2.5.1 Modalidades de falha do dente da engrenagem
Para obter jogos de engrenagens com um peso-mínimo ótimo, o projetista deve
ter conhecimento dos detalhes complicados de muitas modalidades de falha das
engrenagens.
A Associação Americana dos Fabricantes de Engrenagens (AGMA) classifica
20 modalidades da falha da engrenagem em diversas categorias. Porém, as
categorias básicas seriam: sobrecarga, fadiga por flexão na raiz do dente, fadiga de
contato (ou hertziana), desgaste (abrasão, adesão, cavitação, etc.) e engripamento
(scuffing). A Tabela 2.8 apresenta o conjunto completo das possibilidades de falha
das engrenagens segundo a ASM.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 57
Tabela 2.8 - Modos de falhas básicos de dentes de engrenagem (ASM, 1992).
Scuffing
Sobre carrregamento Fadiga de contato Adesão Scoring
Fratura frágil
Pitting Suave Esfolamento
Fratura dúctil Inicial Moderada Adesão
Deformação pástica Superficial Severa Soldagem
Escoamento a frio Destrutivo Excessiva Atrito
Escoamento a quente
Lascamento (Spalling)
Inicial
Identação Micropitting Moderado
Rolamento Abrasão Arranhões Destrutivo
Esmagamento Raspagem
martelamento Sulcos
Similar a identação brinell Incisões
Ondulação Arrancamento
Sulcos
Dobramento (escoamento) Cavitação
interferência ponta a raiz Danos por descargas elétricas
Fadiga de dobramento Polimento (brunimento)
Fadiga de baixo ciclo (ciclos para falha)
Fadiga de alto ciclo (>1000 ciclos para falha)
Falhas relatadas sem lubrificação
Falhas relatadas com lubrificação
Desgaste
Diversas falhas de engrenagens são conhecidas por vários nomes e condições
qualificativas, como inicial, moderado, destrutivo, e assim por diante. O termo
"scoring" foi usado no passado nos Estados Unidos, enquanto o termo "scuffing" é
usado na Europa. Ambos descrevem uma forma severa de desgaste adesivo que
envolve a soldagem e cisalhamento das superfícies (engripamento) dos dentes da
engrenagem (ASM, 1992).
2.5.2 Danos relacionados com lubrificação
O efeito do lubrificante na resistência à fadiga foi verificado por pesquisadores
como BARTZ e KÜGUER (1973), os quais relatam que, quando a tensão cisalhante
subsuperficial excede o limite de resistência à fadiga do material, inicia-se a trinca
por fadiga e a mesma se propaga paralelamente à superfície, isolando e removendo
um pedaço do material da superfície para formar um pit. Se vários pits crescerem
juntos, o pit maior resultante é freqüentemente chamado de spall (em português o
termo seria “lascamento”). O pitting é um fenômeno que também acontece quando
uma trinca de fadiga inicia na superfície do dente de engrenagem.
Em algumas circunstancias o óleo lubrificante entra na trinca de fadiga e a
trinca se propaga por ação hidráulica do óleo confinado. Segundo ZAFOSNIK et al.
(2007) o modo como o fluído lubrificante interage com as trincas pode influir nos
danos em engrenagens de quatro maneiras diferentes:
Capítulo 2 Revisão da Literatura 58
1. O fluido pode ser forçado dentro da trinca pela aplicação da carga e desta
maneira fica preso e separa a superfície das trincas pela sua pressão (i.e.:
mecanismo de pressão hidráulica);
2. O fluido pode lubrificar a superfície das trincas, mas não exerce pressão
nas faces das trincas;
3. O fluído pode ser retido dentro da trinca. Na trinca ocorreria uma
complicada seqüência de eventos de abertura, fechamento, deslizamento,
escorregamento e travamento, ao decorrer dos ciclos de carregamento.
4. Múltiplas cavidades podem ser completamente ou parcialmente
preenchidas com lubrificante e as trincas podem convergir para uma única
cavidade ou para várias.
Neste estudo está sendo relacionado às falhas de dente de engrenagem que
são influenciadas pelo atrito, lubrificação e desgaste. Pertencem a essas falhas o
pitting ou o scuffing, que podem deteriorar os dente da engrenagem e gerar forças
dinâmicas, que em troca, causam aos dentes de engrenagem falha por flexão.
Nestes casos, a falha de flexão é secundária e não diretamente relacionada à
lubrificação, no entanto, o pitting ou o scuffing são modos de falha primários e
ambos são definitivamente influenciados pela lubrificação.
Para estender a vida de um jogo de engrenagens, o projetista tem que manter
baixa a tensão de contato e alta a espessura do filme do lubrificante. Há várias
variáveis geométricas, como diâmetro, largura da face, número de dentes e ângulo
de pressão, capazes de alterar e abaixar as tensões no contato. Ligas de materiais e
tratamento térmico são selecionadas para obter superfícies duras do dente com alta
resistência mecânica. A máxima resistência ao pitting é obtida com dentes de
engrenagem cementadas. A cementação induz tensões residuais compressivas
benéficas que efetivamente reduzem as tensões do carregamento. As desvantagens
do uso de dentes cementados são os custos relativamente elevados de produção e
que eles devem ter acabamento por retifica.
Em dentes de engrenagem, os pits mais freqüentemente são do tipo iniciado na
superfície, devido ao fato da espessura de filme do lubrificante normalmente ser
baixa, resultando num relativamente alto contato metal-metal (ASM,1992).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 59
Para engrenagens de alta velocidade, com acabamento superficial liso, a
espessura de filme é maior e o pitting será do tipo subsuperficial, em lugar de
iniciado na superfície. Nestes casos, normalmente o pitting se inicia em uma
inclusão subsuperficial que age como um ponto de concentração de tensão. O uso
de aços de elevada pureza como aqueles produzidos por fundição a vácuo,
prolongam a vida do componente pela redução do número de inclusões (ASM,
1992).
Existem indícios que contaminação de água no lubrificante promove pitting por
fragilidade de hidrogênio do metal, e partículas abrasivas no lubrificante causam
pitting por identações na superfície do dente, causando concentrações de tensão, e
rompendo o filme do lubrificante. Segundo a AMERICAN SOCIETY OF MATERIALS
(1992) a influência do uso de aditivos no lubrificante, com o intuito de prevenir as
falhas por pitting ainda não está completamente resolvida.
As seguintes recomendações servem como diretrizes para prevenir o começo
de pitting em conjuntos de engrenagens:
Redução de tensões de contato reduzindo cargas ou aperfeiçoando geometria
da engrenagem.
Uso de aço com elevada pureza, corretamente tratado com alta dureza,
preferivelmente cementado.
Uso de superfícies de dente lisas por retificação cuidadosa ou brunimento.
Usar uma quantidade adequada de lubrificante (limpo e seco) com viscosidade
adequada.
2.5.3 Tipo de contato em engrenagens
O contato entre as superfícies dos dentes das engrenagens é do tipo não
“conforme”, isto é, envolve nominalmente uma linha ou ponto de contato (Figura
2.16), então a tensão na zona de contato será geralmente muito maior do que
aquela encontrada para condições de lubrificação hidrodinâmica. O contato entre
dentes de engrenagens, entre a esfera e a pista de um rolamento ou mesmo entre a
cabeça femoral da prótese de quadril e o acetábulo, por exemplo, envolvem contatos
concentrados de pequena área. A lubrificação sob estas condições é conhecida
Capítulo 2 Revisão da Literatura 60
como “elastohidrodinâmica”, freqüentemente abreviada como EHD (HUTCHINGS,
1992).
Figura 2.16 - Exemplos de contatos “não conforme” (HUTCHINGS, 1992).
2.5.4 Regimes de Lubrificação
A força de atrito depende, principalmente, da resistência ao cisalhamento das
junções de asperezas formadas. A lubrificação tem como objetivo introduzir um filme
de baixa resistência ao cisalhamento, que acaba enfraquecendo a resistência destas
junções, reduzindo a fricção. Em alguns casos, o lubrificante não pode prevenir
completamente o contato entre as asperezas, embora possa reduzir a severidade
deste. Em outras situações, o lubrificante separa completamente as superfícies e
não são formadas junções de asperezas. Assim, a uma maior ou menor extensão, o
uso de lubrificantes sempre reduzirá a taxa de desgaste, sendo que esta será uma
função direta do tipo de lubrificação presente (HUTCHINGS, 1992).
NORTON (2004) tem posicionado a existência, basicamente, três regimes de
lubrificação distintos: a lubrificação hidrodinâmica (HD), o regime elasto-
hidrodinâmico (EHD) e a lubrificação limite. Em muitas circunstancias um regime
definido com misto refere-se á transição entre os regimes EHD e o Limite.
Para o caso das engrenagens, é exatamente este tipo de regime de
lubrificação: o misto, que ocorre na região do engrenamento. Quando há quebra do
filme de óleo, o regime de lubrificação limite é que passa a atuar e toda a carga é
suportada principalmente pelas asperezas.
A Figura 2.17 apresenta uma curva semelhante à de STRIBECK, na qual estes
regimes podem ser facilmente identificados em função do coeficiente de atrito.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 61
Figura 2.17 – Coeficiente de atrito em função do parâmetro de filme, identificando as
regiões de cada regime de lubrificação (TOMANIK et al., 2000).
Porém neste trabalho como o contato entre os dentes de engrenagens é não
conforme será dado um enfoque mais acentuado na Lubrificação
Elastohidrodinâmica (EHD).
2.5.4.1 Lubrificação Elastohidrodinâmica (EHD)
A diferença entre EHD e a lubrificação hidrodinâmica é que, nesta última, não
ocorre deformação elástica das superfícies, sendo que estas podem ser
consideradas superfícies rígidas, ao passo que em EHD, a deformação elástica das
superfícies em contato não pode ser desconsiderada. Além disso, com o aumento da
tensão de contato, aumenta a viscosidade do filme. De qualquer forma, é importante
salientar que, mesmo em condições de EHD, pode ocorrer a formação de um filme
fluido pleno de lubrificante que evita, efetivamente, o contato entre as asperezas das
superfícies opostas (HUTCHINGS, 1992).
A espessura mínima do filme de lubrificante (h
min
.) e a rugosidade da superfície
determinam as condições de lubrificação, isto é, se irá ou não existir um filme fluido
pleno de lubrificante que separe as duas superfícies em contato. Portanto, é
importante que se defina a razão conforme a Equação 2.11:
Capítulo 2 Revisão da Literatura 62
*
.min
/
h
Equação 2.11
Onde * é definida pela Equação 2.12:
2
2
2
1
*
qq
RR
Equação 2.12
Aonde R
q1
e R
q2
são os valores de rugosidade quadrática média de cada
superfície.
O valor de fornece uma medida de quanto provável e severo serão as
interações entre as asperezas das superfícies opostas sob um determinado regime
de lubrificação. Para > 3, um filme fluido pleno de lubrificante separa as duas
superfícies, o contato entre as asperezas é desprezível e ambos atrito e desgaste
devem ser baixos. Contudo, muitos contatos não “conformes” operam com < 3. O
regime 1 < < 3 é conhecido como EHD parcial ou misto, sob estas condições,
algum contato entre as asperezas irá ocorrer, sendo que o desgaste vai ser maior do
que nas condições em que existe a presença de um filme fluido pleno de lubrificante.
Para valores de menores do que 1, somente a presença de um lubrificante de
contorno pode prevenir que a taxa de desgaste alcance valores encontrados em um
sistema não lubrificado (HUTCHINGS, 1992).
O regime de lubrificação elastohidrodinâmica (EHD) é o mais freqüente em
engrenagens na região do engrenamento. Quando há quebra do filme de óleo, o
regime de lubrificação torna-se a lubrificação limite (ou limítrofe), onde quase toda a
carga é suportada principalmente pelas asperezas (HUTCHINGS, 1992).
2.5.5 Espessura de filme mínimo para engrenagens
Estão sujeitos os dentes das engrenagens a pressões de contato muito
elevadas, na ordem da máxima resistência à tração do aço endurecido, contudo elas
são lubrificadas completamente com películas de óleo de espessuras inferiores a
1 m. Isto é possível porque lubrificantes tem uma propriedade que faz a
viscosidade deles aumentar drasticamente com aumento da pressão.
A Figura 2.18 descreve a região de contato entre egrenamentos de dentes de
engrenagem. Mostra a forma da deformação elástica dos dentes e a distribuição de
Capítulo 2 Revisão da Literatura 63
pressão desenvolvida dentro da zona de contato. A adsorção molecular do
lubrificante sobre as superfícies do dente da engrenagem causa nele, um arrasto na
região próxima do contato onde sua pressão é aumentada devido à convergência
das superfícies dos dentes. O aumento de viscosidade do lubrificante causado pelas
pressões crescentes ajuda a levar o lubrificante para dentro da zona de contato.
Quando está dentro da região Hertziana de alta pressão de contato, o lubrificante
não pode escapar porque sua viscosidade aumentou na extensão onde o lubrificante
é virtualmente um sólido rígido.
Entrada
Região
Hertziana
Região
Saída
Região
Pressão EHD
Pressão de Hertz
Figura 2.18 - Regiões de contato elastrohidrodinâmico entre os dentes de
engrenagem. (a) Esquema mostrando três regiões distintas no pinhão da superfície
do dente da engrenagem e parâmetros fundamentais que determinam filme de óleo
na lubrificação. (b) Gráfico da distribuição de pressão dentro de zona de contato. b
H
,
semi largura da faixa de contato Hertziana; h
0
, espessura do filme central; h
min
,
espessura mínima de filme.
A equação seguinte, de DOWSON e HIGGINSON apud (ASM, 1992) fornece a
espessura de filme mínima que acontece perto da saída do contato. A espessura de
filme mínima, h
min,
é obtida pela seguinte Equação 2.13.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 64
0,54 0,7 0.53
min
0,13
0.03
1,63 .( )
'
n
pv
Nr
oVe
h
X w E
Equação 2.13
onde:
pv
- coeficiente de pressão-viscosidade (in.
2
/ lbf)
µ
0
- viscosidade absoluta (Reynolds ou lbf · s / in
2
)
V
e
- velocidade de entrada conforme Equação 2.14
12e r r
V V V
Equação 2.14
onde V
r1
e V
r2
são as velocidades de rolamento do pinhão e coroa,
respectivamente, dada pelas Equação 2.15 e Equação 2.16:
1 1 1
.
r
V
Equação 2.15
2 2 2
.
r
V
Equação 2.16
Na qual
1
e
2
são as velocidades angulares do pinhão e da coroa,
respectivamente, e ρ
1
e ρ
2
são os raios de curvatura do pinhão e da coroa,
respectivamente.
O raio relativo normal da curvatura, ρ
n
, é determinado pela Equação 2.17:
12
12
.
( ).cos
n
b
Equação 2.17
Onde
b
é o ângulo de hélice básico, X é o fator de divisão de carga e
Nr
é
a carga de unidade normal dada pela Equação 2.18:
min
Nr
NR
W
L
Equação 2.18
O qual W
Nr
é a carga operacional normal e L
min
é o comprimento de contato
mínimo.
E
‟
é o módulo reduzido de elasticidade é conforme Equação 2.19:
Capítulo 2 Revisão da Literatura 65
1
22
12
12
11
' 2.E
EE
Equação 2.19
onde:
1
- coeficiente de Poisson do pinhão
2
- coeficiente de Poisson da coroa
E
1
- módulo de elasticidade do pinhão
E
2
- módulo de elasticidade da coroa.
A Figura 2.19 mostra os valores médios de viscosidade absoluta, µ
0
, em
função da temperatura de base (T
b
) para lubrificantes minerais típicos para
engrenagem com um índice de viscosidade de 95.
Lubrificante
para
engrenagem
SAE
Lubrificante
para
máquinas
SAE
Número do
lubrifiante
AGMA
Designação
ISO VG
Viscosidade absoluta (
o
), cP
Viscosidade absoluta (
o
), 10
-6
reynolds
Temperatura de base (T
b
),
o
C
Temperatura de base (T
b
),
o
F
Figura 2.19 - Gráfico da viscosidade absoluta contra temperatura base para
lubrificantes de engrenagem de óleo minerais selecionados que têm um índice de
viscosidade de 95 (ASM, 1992).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 66
O coeficiente de pressão-viscosidade, α
pv
, escala de 0,5 × 10
-4
a 2 × 10
-4
in
2
/
lbf para lubrificantes de engrenagem típicos. Dados para coeficientes de pressão-
viscosidade contra temperatura de base para lubrificantes de engrenagem típicos
são determinados na Figura 2.20.
Temperatura de base (T
b
),
o
C
Temperatura de base (T
b
),
o
F
N
o
do Lubrificante AGMA
MIL-L-23699
Coeficiente de pressão-viscosidade(),10
4
x(in.
2
/lbf)
Figura 2.20 - Gráfico do coeficiente de pressão-viscosidade contra temperatura de
base para lubrificantes de engrenagem de óleo minerais selecionados (ASM,1992)
2.6 Falhas em engrenagens
Uma causa comum de fratura é a provocada pela fadiga, tipo de falha devida a
cargas repetidas, e que é responsável por noventa por cento, ou mais, das falhas
por causas mecânicas (NORTON, 2004). Em geral, uma ou mais trincas pequenas
surgem no material, podendo crescer até que ocorra falha completa.
As engrenagens podem falhar basicamente por dois tipos de solicitação: a que
ocorre no contato, devido à tensão normal, e a que ocorre no pé do dente, devido à
flexão causada pela carga transmitida. A fadiga no pé do dente causa fratura do
dente, o que não é comum em conjuntos de transmissão bem projetados.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 67
Geralmente, a falha que ocorre primeiro é aquele devido à por fadiga de contato
(NORTON, 2004).
As falhas por fadiga devido às tensões de flexão podem ser evitadas mantendo
o estado de tensões na região segura dos diagramas normalizados de vida
constante. Como a maioria das engrenagens para serviço pesado é feita de aço, e
estes materiais exibem um limite de fadiga, será possível projetá-las para vida
infinita (SHIGLEY, 2001).
As falhas por fadiga por dobramento do dente resultam de trincas formadas
devido á aplicação de tensões repetitivas muito menores que a tensão limite de
resistência do material. Este tipo de falha depende do número de repetições de
aplicação da carga.
Não pode ocorrer abaixo do limite de fadiga.
É muito intensificada por entalhes, canais, descontinuidades de superfície e
imperfeições abaixo da superfície que irão diminuir a amplitude de tensões
que pode resistir para um número fixo de ciclos.
É aumentada significativamente pelo aumento da tensão média do ciclo de
carregamento.
Vários analistas de falhas em vários campos de experiência têm compilados
seus descobrimentos a medida da freqüência dos modos de falha a Tabela 2.9 lista
estas descobertas em ordem decrescente de freqüência (a primeira causa é a falha
por fadiga, a segunda causa é o impacto e assim por diante). Em análises
compostas de mais de 150 estudos, os três modos comuns de falhas, os quais
juntos explicam para mais do que metade das falhas estudadas são a fadiga por
dobramento do dente, dobramento do dente por impacto e desgaste abrasivo do
dente.
Tabela 2.9 - Modos de Falhas em Engrenagens (ASM, 2002).
Modo de Falha
Tipo de Falha
Fadiga
Dobramento do dente, superfície de contato (pitting ou
spalling), contato de rolamento e fadiga térmica.
Impacto
Dobramento do dente, cisalhamento do tente, lascamento
do dente, esmagamento e cisalhamento torcional
Desgaste
Abrasivo e adesivo
Capítulo 2 Revisão da Literatura 68
2.6.1 Fadiga e desgaste em engrenagens
Desgaste por contato de rolamento (RCW) é o resultado das tensões
mecânicas repetitivas na superfície de um corpo que rola sobre outro corpo. O
desgaste pode acorrer na superfície do elemento rolante ou na superfície de
rolamento. O RCW é a causa principal de falhas em rolamentos, dentes de
engrenagem, contatos de roda de trem, seguidores de rolo de came em máquinas
de combustão internas, rolos de moinho, etc (ASM,1992).
As falhas precursoras podem ser escondidas da visão quando elas crescem
debaixo da superfície de contato. Até que trincas grandes cresçam bastante para
emergir a superfície e produza partículas de desgaste, estas partículas podem se
tornar fragmentos grandes ou flocos, resultando imediata perda da função do
componente ou eficiência (ASM, 1992).
Os primeiros sinais de RCW podem incluir:
Emissão de ruído progressivo em um rolamento;
Aquecimento progressivo em um rolamento;
Início de vibração em um rolamento de precisão;
Elevação rápida na quantidade de partículas de desgaste (debris) em
amostras de óleo;
Aparecimento de irregularidades de superfície periódicas na produção de
chapas finas laminadas.
Depois que um sinal de advertência acontece, desmontagem de rolamentos
suspeitos, engrenagens e componentes de contato rolantes revelarão então a
natureza e extensão do dano. Porque RCW geralmente é produzido por tensões
mecânicas repetitivas, é freqüentemente associado com ou até mesmo referida,
como fadiga de contato por rolamento (RCF). Com a finalidade desta discussão, a
diferença entre RCW e RCF é que, em RCF, fadiga de superfície é o processo de
acumulação de dano que eventualmente resulta em formação de partícula de
desgaste. Fadiga de contato por rolamento pode continuar por centenas, milhares,
ou até mesmo milhões de ciclos antes das primeiras partículas de desgastes são
removidas. Além disso, os cantos de pits ou outras características de dano de RCW
podem agir como sítios de nucleação para trincas de fadiga adicionais e propagar o
dano pela superfície (ASM, 1992).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 69
A magnitude dos efeitos de RCW varia de um tribossistema a outro. Às vezes,
um componente pode sustentar dano de RCW apreciável antes de sua função fosse
prejudicada; outros tempos, perda de desempenho resultam imediatamente no
primeiro fragmento.
Os processos de RCF e RCW geralmente envolvem os seguintes passos:
1. Acúmulo de discordâncias causadas por tensões repetitivas na
microestrutura subsuperficial;
2. Nucleação de vazios ou micro trincas em regiões de máxima tensão de
Hertz ou descontinuidades na microestrutura, como limites de grão,
porosidade preexistente ou interfaces como inclusão / matriz.
3. Propagação de micro trincas na subsuperficie.
4. União das trincas e propagação da ponta da trinca para a superfície livre.
5. Criação de flocos, pits, e/ou lascas (spall).
6. Propagação dos danos adjacentes à superfície.
7. Iniciação de fadiga do componente através de trincas de superfície ou
defeitos sub-superfíciais, em algumas vezes causando fratura
catastrófica.
Fadiga por contato de rolamento (RCF) pode ser definida como o mecanismo
de propagação de trincas próxima da superfície causada por campos de tensões em
corpos sob contato de rolamento, os quais eventualmente conduzem à remoção de
material. O campo de tensões alternado no RCF pode ser formado por movimento
de rolamento puro (como se espera que ocorra em uma esfera de rolamento) ou em
condições de rolamento/deslizamento (como ocorrem em dentes das engrenagens),
dependendo da ausência ou presença de deslizamento grosseiro dentro da região
de contato de rolamento (ASM, 2002).
As remoções de material em falhas RCF variam de micro pitting, macro pitting
e spalling. A geometria de contato dos corpos sujeitos a RCF pode ser conforme ou
não conforme. Os campos de tensões alternados responsáveis pelas falhas podem
geralmente ser idealizados pela teoria de Hertz, mas a interpretação dos campos de
tensões precisa ser cautelosamente estudada para o contato de superfícies
revestidas (ASM, 2002).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 70
A origem de falhas por RCF pode ser mais bem entendida pela presença de
concentradores de tensões, os quais seriam responsáveis pela etapa de iniciação
das trincas por fadiga. Os concentradores de tensões provocam uma elevação de
tensões tanto na superfície, quanto abaixo desta, dependendo de fatores como
geometria (macrogeometria e microgeometria) e cinemática do par em contato.
A Figura 2.21 mostra causadores de elevação de tensão, os quais têm sido
objetos de numerosas investigações cientificas. Com a introdução de aço de elevada
pureza e com o melhoramento na precisão da fabricação de rolamentos, a maioria
dos concentradores de tensão tem tido reduzida a sua influência na vida dos
componentes. Todavia, a crescente demanda de componentes mecânicos em
ambientes tribológicos severos, pressiona os investimentos e pesquisas no
desenvolvimento de materiais com altos limites de fadiga, e por conseguinte, a
redução de concentradores de tensão nos mesmos (ASM, 2002).
Falha por
fadiga de
contato por
rolamento
Condições Tribológicas
Aumento da tensão
supeficial
Outros elevadores
de tensões
Elevadores de tensões
abaixo da superfície
Marcas de acabamento,
amassados, sulcos,
arranhões
Superfície
Óxidos/inclusões/
contaminantes
Rugosidade superficial
(textura,forma, forma das
asperezas)
Próximo a superfície tensões
residuais (geralmente trativas depois
do acabamento)
Defeitos microestruturais
(contornos de grão,
discordâncias, etc)
Tensões residuais abaixo da
superfície (trativas ou
compressivas)
Óxidos e inclusões
Fases
secundárias
Lubrificação
(regime,aditivos,
viscosidade, etc).
Distribuição da tensão
de contato (localização
e magnitude)
Tração (com ou
sem deslizamento
grosseiro)
Particulado
( dentro da região
de contato)
Preparação
fracassada dos
contatos dos corpos
Extremidade da linha
de contato
Aspectos Ambientais
(Temperatura, umidade,
corrosão por pit,
corrosão, etc.)
Figura 2.21 – Fatores que promovem elevação de tensão, as quais iniciam a falha
por fadiga de contato por rolamento (ASM, 2002).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 71
2.6.2 Morfologia e Fadiga de contato em FNA
Como foi mostrado na seção anterior, sabe-se que a existência de nódulos de
grafita interfere na resistência à fadiga, pois funcionam como concentradores de
tensão. O tipo de falha observada nas amostras de FNAs geralmente é um dano
concentrado na forma de fragmentação da região sujeita ao contato (rolamento ou
rolamento mais deslizamento). Os nódulos de grafita funcionam como sítios
preferênciais para a nucleação de trincas.
O comportamento da velocidade de propagação das trincas foi descrito por
MAGALHÃES (2000). Neste trabalho o autor estabelece uma dependência do
mecanismo de propagação das trincas com o número de ciclos ao qual o
componente está sujeito, mostrando um esquema de evolução de trincas a partir de
nódulos próximos da superfície. Esse modelo de evolução está apresentado na
Figura 2.22.
Figura 2.22 - Evolução típica de trincas através dos nódulos de grafita próximos da
superfície em um FNA (MAGALHÃES, 2000).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 72
A morfologia esferoidal da grafita em FNA apresenta forte influência nas
propriedades de resistência á fadiga e á fratura, pois afeta a tensão limite de
resistência.
O efeito da forma da grafita na fadiga de ferros fundidos precisa ser estudado
com considerável atenção porque é uma variável chave. Mesmo nos FNA, a grafita
livre atua como um entalhe natural, o qual aumenta as tensões em suas vizinhanças,
propiciando a iniciação de trincas por fadiga. Entretanto, o desempenho à fadiga de
um ferro fundido é influenciado muito com a quantidade, tamanho, e forma da fase
da grafita bem como a sua interação com a matriz. A Figura 2.23 faz uma
comparação da resistência à fadiga de ferro fundido com diversas morfologias de
grafita.
600
500
0
100
200
300
400
10 10
2
10
6
10
5
10
4
10
3
10
7
10
8
Ferro Fundido Nodular
Ferro Fundido Vermicular
Ferro Fundido cinzento
Número de Ciclos
Amplitude da Tensão em MPa
Figura 2.23 – Comparação de típica de fadiga. Curva S-N para ferro fundido nodular,
cinzento e ferro fundido com grafita compactada. (ASM, 1996)
O ferro fundido nodular contém grafita nodular, a qual reduz a concentração de
tensão interna e melhora relativamente o desempenho à fadiga para uma dada
tensão limite de resistência, conforme mostra a Figura 2.23 quando comparada vida
sob fadiga entre os ferros fundidos.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 73
2.7 Pitting e spalling
Engrenagens são componentes essenciais para muitas máquinas, de
espaçonaves à automação de alta velocidade, dos mísseis aos submarinos, poucas
máquinas podem operar sem engrenagens. Desde que as engrenagens transmitem
o movimento e potência através do contato de superfície, o bom desempenho de
engrenamento depende da durabilidade das superfícies de seus dentes.
Segundo KUMAR (1989) geralmente, há quatro modalidades básicas do
desgaste: fadiga de contato, adesão, abrasão e corrosão.
1. Fadiga de contato: Sob circunstâncias normais de operação, a fadiga de
contato é um dos mecanismos de falhas mais comuns para as superfícies dos
dentes da engrenagem.
2. Adesão: A interação do dente da engrenagem causa o desgaste adesivo
suave durante toda a vida da engrenagem motora. Isto é chamado
normalmente desgaste por atrito e é caracterizado pela formação de
partículas menores do que 10 m. Isto ocorre com o amaciamento das
superfícies dos dentes da engrenagem em conseqüência da deformação
plástica suave das asperezas. Este tipo de deformação causa uma camada
superficial encruada muito fina. A espessura desta camada endurecida é de
aproximadamente da ordem da altura das asperezas.
3. Abrasão: A presença de partículas estranhas no lubrificante, ou oriundas do
próprio desgaste dos componentes em contato, pode causar abrasão nas
superfícies. Os sulcos causados pela abrasão podem modificar
significativamente o regime de lubrificação e intensificar o problema. A
filtragem do óleo durante o trabalho reduz este problema na maior parte das
vezes.
4. Corrosão: Perda de material devido a reações químicas ou eletroquímicas em
um determinado meio em exposição, o qual resulta na formação de produtos
de corrosão e na liberação de energia.
Geralmente, há dois tipos de falhas por fadiga de contato superficial,
nomeadas de pitting e spalling. Pitting aparece como crateras rasas em superfícies
Capítulo 2 Revisão da Literatura 74
de contato. A profundidade máxima de um pite é aproximadamente a espessura da
camada encruada (10 m). O spalling aparece como cavidades mais profundas
(tipicamente 20 -100 m) das superfícies em contato com uma profundidade de 0.25
a 0,35 da meia largura de contato (denotada geralmente como "c" na literatura da
mecânica da fratura). A Figura 2.24 ilustra os fenômenos de pitting e spalling (DING,
2003).
Altura da aspereza
Aproximadamente < 3m
Um pit
Tipicamente 20 à 100m
(0,25c ~ 0,35c)
Um spall
Nota: c é a meia largura do
comprimento de contato
Aprox. 10m
Figura 2.24 – Ilustração esquemática do fenômeno de pitting e spalling
(DING, 2003).
BARTZ e KUGÜER (1975) relatam que o pitting é reconhecido como uma falha
da superfície do dente da engrenagem, e sua principal razão é a ultrapassagem da
pressão de contato crítica ou pressão de Hertz permitida para um material
específico.
O modo de falha por fadiga superficial mais comum é o pitting, embora o
desgaste por abrasão e por adesão seja também encontrado em engrenagens
pouco lubrificadas. O pitting na superfície é uma falha tipicamente encontrada em
esferas ou pistas de rolamentos. Este tipo de falha pode também pode ser
encontrada em engrenagens, cames, válvulas, trilhos e rodas de trens (ASM, 1996).
Fadiga de contato difere da fadiga clássica estrutural (dobramento ou torção)
este é resultado do estado de tensões de Hertz. Esta tensão localizada resulta
quando superfícies curvas estão em contato sob carga normal de trabalho.
Geralmente, uma superfície move-se sobre a outra em movimento de rolamento
Capítulo 2 Revisão da Literatura 75
como uma esfera num rolamento. A geometria de contato e o movimento de rolagem
produzem uma tensão de cisalhamento alternada abaixo da superfície. Abaixo da
superfície deformações plásticas geradas intensificadas com o aumento de ciclos
chegam ao limite elástico do material então a trinca é gerada. Desta forma a trinca
então se propaga até que o pit é formado.
As engrenagens são sujeitas a alternadas tensões compressivas, há
deformação plástica de algumas regiões da microestrutura e deformações elásticas
em outras. As diferenças da plasticidade entre grãos irão intensificar as trincas por
fadiga que se iniciaram sob pulsos de tensões alternadas. Também, cada grão é ao
acaso orientado conforme a direção de seu plano de cisalhamento. Sob uma
especifica carga compressiva, alguns grãos tenderão a fraturar partes exceto na
tração, outros tenderão a cisalhar-se, e ainda outro grupo irá ser inafetado. Isto é
estas tensões criadas internas que permitirão que a iniciação da trinca para um
específico ponto quando a resultante de deformações excede o limite elástico
daquele ponto. Iniciadas as trincas elas irão propagar-se na direção da mínima
resistência, e as partículas acabarão destacando-se do componente (ASM, 2002). A
Figura 2.25 mostra uma superfície característica com os fenômenos de pitting e
spalling que são originados através da fadiga de contato.
Figura 2.25 – Exemplo de superfície dos flancos de engrenagens de dentes retos
com a presença de pitting e spalling (NORTON, 2004).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 76
Uma vez que a superfície apresenta a ocorrência de pitting, o comportamento
das engrenagens se torna ruidoso. Com a continuação do uso da engrenagem,
fraturas catastróficas ocorrerão (ASM, 1996).
Os danos por fadiga de contato ocorrem em engrenagens ao longo da linha do
diâmetro primitivo. A geometria do engrenamento do dente é tal que o rolamento
ocorre na linha do diâmetro primitivo enquanto deslizamento ocorre no adendo à
medida que as engrenagens estão desengrenando. A Figura 2.26 (a) mostra danos
na região do diâmetro primitivo e a Figura 2.26 (b) uma ampliação na região
danificada. Os vários pittings e spallings vistos nos dentes irão crescer em tamanho
e profundidade, resultando na falha do dente (ASM, 1996).
(a) (b)
Figura 2.26 - Falhas em engrenagens endurecidas. (a) Danos na região do diâmetro
primitivo, (b) ampliação na região danificada (ASM, 1996).
Uma característica muito importante dos materiais usados em engrenagens é a
pureza. A presença de inclusões pode ser altamente danosa quando submetida aos
campos de tensões que ocorrem no contato entre os dentes das engrenagens. Uma
inclusão pode atuar como um concentrador de tensões e se tornar um núcleo para
progressão de trincas. A Figura 2.27 mostra uma trinca subsuperficial de fadiga, com
origem em uma inclusão de um dente de engrenagem.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 77
Figura 2.27 – Micrografia de uma engrenagens de dentes retos, com uma trinca
originada em uma inclusão do tipo oxido (ASM, 2002).
A iniciação do dano por pitting está principalmente confinada a três regiões ao
longo do flanco dos dentes:
1ª Região: região onde ocorre somente rolamento. Os pits formados
diretamente na linha primitiva são usualmente muito pequenos e talvez não se
espalhem além desta região. Algumas análises afirmam que este tipo de
pitting é não prejudicial. Note também que a lubrificação não deterá a origem
do pitting ao longo da linha primitiva. O óleo é não compressível e não
amortecerá a pressões exercidas na área de puro rolamento (ASM, 2002).
2ª Região: imediatamente acima ou abaixo da linha primitiva. Esta região é
muito susceptível a ocorrência de pitting. Não há somente a pressão de
rolamento neste ponto, mas deslizamento também está ocorrendo. Os
mecanismos de pitting abaixo da superfície podem ser melhores entendidos
quando se visualiza a resultante de tensões aplicadas.
A Figura 2.28 ilustra os campos de tensões abaixo da superfície para
rolamento puro, deslizamento puro e a combinação destes movimentos.
Capítulo 2 Revisão da Literatura 78
Distância
abaixo da
superfície
Deslizamento
puro
Rolamento
combinado com
deslizamento
Rolamento
puro
Tensão de
cisalhamento
Figura 2.28 - Distribuições de tensões no contato devido a rolamento, deslizamento
e efeito combinado (ASM, 1996).
A Figura 2.29 mostra a formação de pitting e spalling em ambas as regiões
citadas acima. Estes danos não são considerados catastrófico.
Figura 2.29 - Pitting formado na região do diâmetro primitivo e também em uma
região imediatamente acima (ASM, 1996).
3ª região: ocorre no ponto mais baixo do único dente em contato (região do
desengrenamento) A extremidade de contato produzirá altas pressões nesta
região, além da máxima velocidade de deslizamento (ASM,1996).
Capítulo 2 Revisão da Literatura 79
A Figura 2.30 mostra um esquema das três regiões de iniciação de pitting no
flanco de um dente de engrenagem.
Figura 2.30 – Esquema de regiões de iniciação dos danos de pitting e spalling.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 80
3 MATERIAIS E MÉTODOS
Com o objetivo de promover uma melhor compreensão dos procedimentos
utilizados neste trabalho, este capítulo está separado em cinco partes principais:
1º. Montagens e ajustes na máquina para os ensaios de running-in e pitting.
Este item sofre forte influência das etapas de desenvolvimento, construção
e montagem do equipamento de ensaio;
2º. Metodologia de ensaio (apresentação das condições de ensaio de fadiga de
contato). A metodologia desenvolvida foi baseada no procedimento
proposto pelo instituto FZG para o ensaio de pitting (FZG, 1992);
3º. As engrenagens (tipo, características geométricas, materiais utilizados com
seus processos de fabricação e tratamentos térmicos). Este tópico enfatiza
também os processos de acabamento superficiais realizados.
4º. Caracterização das engrenagens (geometria, rugosidade, metalografia,
estereomacrografia – imagens da superfície de desgaste e dureza). Para
tentar diferenciar o desempenho das engrenagens, propõem-se análises a
serem realizadas antes e após cada etapa de ensaio;
5º. Pressão de Hertz, espessura e parâmetro de filme (). Este tópico
apresenta as metodologias utilizadas para uma melhor compreensão dos
fenômenos que ocorrem na superfície dos dentes na região do contato.
Devido a este equipamento ser uma fabricação pioneira no Brasil, pois os
equipamentos existentes geralmente são importados, foi realizado também um plano
de condicionamento e comissionamento que podem acarretar melhorias ao
equipamento e à produção cientifica em que ele está engajado. Com o objetivo de
não prejudicar o entendimento das comparações de desempenho (FNA x aço AISI
8620 e fresamento x shaving), o detalhamento completo do equipamento de ensaio
de desgaste está apresentado em sua íntegra no Apêndice A.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 81
3.1 Montagens e ajustes para os ensaios
Para a realização dos ensaios de desgaste em engrenagens, será utilizado o
tribômetro FZG-LASC, equipamento cujo projeto, fabricação e montagem fizeram
parte desta dissertação. Nestes ensaios serão observados os procedimentos
padronizados pelo instituto FZG (FZG, 1992) para a ocorrência de pitting, onde
basicamente são aplicados dois níveis de carga e utilizadas engrenagens com perfil
modificado. O ensaio pode ser dividido em duas etapas: a primeira refere-se ao
período de amaciamento (running-in) e a segunda às condições de ensaio para a
ocorrência do fenômeno de pitting (steady-state).
Para início dos ensaios é necessário o ajuste do tribômetro, para facilitar a
compreensão da nomenclatura dos componentes a Figura 3.1 mostra os principais
elementos mecânicos do equipamento FZG-LASC. Os principais elementos do
equipamento e suas funções são:
1. Peso morto: tem a função de aplicar uma carga para torcer o eixo 2,
pois devido à reação das engrenagens de uma caixa contra a outra
caixa de ensaio, após o travamento da flange para aplicação do torque,
o torque fica preso;
2. Barra de alavanca: transmite o torque para o eixo 1 (movido);
3. Sistema de monitoração de temperatura da caixa 2 (TIC 17);
4. Caixa de ensaio 1;
5. Sistema de refrigeração;
6. Respiro para alivio da pressão interna da caixa de ensaio;
7. Alavanca de travamento;
8. Caixa de ensaio 2;
9. Motor Elétrico (WEG-7,5 kW);
10. Transformador Trifásico (220 para 380 Volts);
11. Variac (com variação 0 a 380V para ligar em paralelo com o
transformador);
12. Microcomputador com software supervisório dos parâmetros do
inversor de freqüências e temperatura da caixa de ensaio 2.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 82
Figura 3.1 - Componentes da Máquina FZG-LASC.
Para a compreensão da nomenclatura utilizada e empregada para o cálculo da
rotação do motor, a Figura 3.2 (a) apresenta um esquema da máquina de ensaios de
engrenagens (em vista superior) e alguns de seus acessórios. A Figura 3.2 (b),
apresenta um desenho do sistema de aplicação do torque por meio de braço de
alavanca e peso morto.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 83
(a)
(b)
Figura 3.2 - (a) Esquema da máquina de ensaio em vista superior, (b) Sistema para
aplicação de torque.
A seguir serão apresentados os ajustes iniciais para a realização dos ensaios
de running-in e pitting.
3.1.1 Rotação do motor
Para ajustar a velocidade de trabalho nos dois eixos, é necessário verificar a
relação de transmissão, pois o eixo 1 (Figura 3.2 (a)) deverá ter uma rotação de
1450 rpm. A Equação 3.1 mostra o cálculo da rotação do eixo 2, em função do
número de dentes das engrenagens (Z
1
= 16 dentes e Z
2
= 24 dentes). Desta forma,
a rotação do motor elétrico durante os ensaios de pitting e running-in deverá ser de
967 rpm.
21
12
2
2
24 1450
16
967
Zn
i
Zn
n
n rpm
21
12
2
2
24 1450
16
967
Zn
i
Zn
n
n rpm
21
12
2
2
24 1450
16
967
Zn
i
Zn
n
n rpm
Equação 3.1
3.1.2 Aplicação de torque e parâmetros do ensaio
A máquina FZG-LASC tem como leque de opções para aplicação de torques
treze estágios de carga. Porém, para os ensaios de fadiga de contato deste trabalho,
serão aplicados somente dois estágios (running-in e pitting) referentes ao ensaio
Capítulo 3 Materiais e Métodos 84
para ocasionar pitting. A Tabela 3.1 apresenta estes valores, onde o torque T
1
é
aquele aplicado no eixo 1.
Tabela 3.1 - Estágios de carga utilizados nos ensaios de fadiga de contato.
Estágio de
carga
Torque T
1
(N.m)
Pressão de Hertz
(MPa)
Massas
6
135,3
984 (FNA)
1101 (Aço AISI 8620)
01 + 04
9
302
1419 (FNA)
1646 (Aço AISI 8620)
03 + 06
Os estágios de carga são obtidos a partir de uma combinação das massas
(peso morto). A Tabela 3.2 mostra as massas disponíveis para a realização de
ensaios de fadiga.
Tabela 3.2 – Massas disponíveis para ensaio.
Massas Disponíveis (kg)
Braço de alavanca
4,70
Suporte para
massas
5,50
Massa 01
4,90
Massa 02
10,30
Massa 03
19,95
Massa 04
1,00
Massa 05
1,26
Massa 06
2,91
A Tabela 3.3 mostra as condições de ensaio para o período de amaciamento
(running-in) e a Tabela 3.4 as condições de ensaio para o período que será
denominado por pitting. O período de amaciamento tem a duração de 2 horas, já o
ensaio de pitting pode durar até 300 horas de acordo com a norma do instituto FZG
(FZG, 1992)
Capítulo 3 Materiais e Métodos 85
Tabela 3.3 - Parâmetros para o estágio de amaciamento (running-in).
Ensaio de Amaciamento
Tempo de ensaio
2 horas (2,6 x 10
6
ciclos)
Torque
T
1
= 135 N.m
Temperatura do óleo
60 ± 3 ºC
Para o controle da temperatura do óleo lubrificante nas caixas de ensaio foram
utilizados:
Aquecimento: resistência do tipo tubular de 1000 Watts em cada caixa de
ensaio;
Resfriamento: sistema de refrigeração, com serpentina com água do tipo ciclo
aberto, com tubos de cobre, também para cada caixa.
Tabela 3.4 - Parâmetros para o estágio de pitting.
Ensaio de Pitting
Torque
T
1
=302 N.m
Duração
Até o Critério ser alcançado
Máximo 40 x10
6
ciclos de carregamento para o pinhão
Temperatura do óleo
90 ± 3 ºC
Inspeção visual
Geralmente cada 14 horas (1,2 x10
6
ciclos)
3.2 Metodologia do ensaio
A Figura 3.3 mostra o fluxograma da metodologia utilizada nos experimentos
de fadiga de contato em engrenagens, bem como as análises da superfície dos
flancos realizada após cada estágio do experimento. O leitor pode verificar que os
tempos de inspeção e o critério de parada do procedimento desenvolvido pela FZG
(FZG, 1992) não foram cumpridos, pois como estes ensaios foram os primeiros
Capítulo 3 Materiais e Métodos 86
deste equipamento decidiu-se por fazer uma primeira parada após 6 horas de
ensaio, Como nas engrenagens de FNA foram constatados danos na primeira etapa
de ensaios, optou-se por fazer a segunda parada em 10 horas. Já para as etapas de
ensaio das engrenagens de aço AISI 8620 os tempos de ensaio foram 14, 28, 56 e
84 horas.
Como já citado acima a diferença no tempo de ensaio do segundo estágio de
pitting do FNA em relação ao aço AISI 8620 ocorre porque o FNA apresenta uma
grande quantidade de danos em tempos de ensaios muito inferiores aos do aço.
Medições de rugosidade Medições de rugosidade
Medições de rugosidade
Ensaio de Fadiga de Contato
máquina
FZG
-
LASC
Running-in
Duração 2 horas=
2.6x10
5
cycles (pinhão)
Temperatura 60º C
Torque T1= 135 Nm
(6
a
estágio de carga)
Temperatura 90º C
Torque T1= 302 Nm
(9
a
estágio de carga)
1
a
Estágio de Pitting
Duração 6 horas
Análise de imagens
Medições de rugosidade
Temperatura 90º C
Torque T1= 302 Nm
2
0
Estágio de Pitting
Duração 4 horas para FNA
e 8 horas para AISI 8620
Análise de imagens
Análise de imagens
Medições de rugosidade
Medições de rugosidade
Temperatura 90º C
Torque T1= 302 Nm
3
0
Estágio de Pitting
Duração 14 horas somente
para AISI 8620
Análise de imagens
(9
a
estágio de carga)
Temperatura 90º C
Torque T1= 302 Nm
4
0
Estágio de Pitting
Duração 28 horas somente
para AISI 8620
Análise de imagens
Temperatura 90º C
Torque T1= 302 Nm
5
0
Estágio de Pitting
Duração 28 horas somente
para AISI 8620
Análise de imagens
(9
a
estágio de carga)
(9
a
estágio de carga)
(9
a
estágio de carga)
Figura 3.3 - Metodologia do ensaio e análises para a superfície dos flancos das
engrenagens.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 87
A Tabela 3.5 mostra o total de ciclos de carregamento de cada engrenagem.
Tabela 3.5 – Ciclos de carregamento das engrenagens de FNA e Aço AISI 8620.
PINHÃO
COROA
FNA
running-in
+
2 estágios de pitting
1,04 x 10
6
ciclos
6,96 x 10
5
ciclos
Aço AISI 8620
running-in
+
5 estágios de pitting
7,48 x 10
6
ciclos
4,99 x 10
6
ciclos
Como comentado no item anterior devido à divergência da metodologia
proposta pela norma Description of the FZG-Pittingtest (FZG,1992), a Figura 3.4
mostra o comportamento da pressão de Hertz ao longo de todas as etapas de
ensaio. Este comportamento apresenta um aspecto tipo dentes de serra para os
ensaios segundo a metodologia aplicada neste trabalho, diferente do decréscimo
contínuo que ocorre segundo o procedimento da FZG. Com a metodologia aplicada
foi possível um acompanhamento das áreas danificadas e dos parâmetros de
rugosidade com decorrer do ensaio, o que era necessário devido ao equipamento
estar em fase de calibração.
Pressão de Hertz
referente
ao ensaio de pitting
Estágios do experimento
Running-in
(2 horas)
1º Pitting
(6 horas)
2º Pitting
(14 horas)
3º Pitting
(28 horas)
4º Pitting
(56 horas)
5º Pitting
(84 horas)
Segundo a norma
Ensaio realizado
Pressão de Hertz
referente
ao ensaio de
running-in
Figura 3.4 – Diferença de comportamento da pressão de Hertz para dois tipos de
ensaio: ■ ensaio realizado nas engrenagens de aço; ■ ensaio normalizado, segundo
procedimento da FZG (FZG, 1992).
Capítulo 3 Materiais e Métodos 88
A Figura 3.5 apresenta um esquema de nomenclatura dos corpos-de-prova em
função da posição das engrenagens nas caixas da máquina, do nível de
acabamento superficial e tipo de material utilizado na fabricação. Por exemplo: a
engrenagem F11 é fabricada em ferro fundido nodular, passou somente pelo
processo de fresamento e foi montada na caixa 1, na posição oposta ao motor
elétrico.
Caixa de ensaio
1- Movida (oposta ao motor)
2- Motora (perto do motor)
Tipo de processo de
acabamento superficial
1- Somente fresada
2- Acabamento por shaving
Material da Engrenagem
1- Ferro Fundido nodular
2- Aço AISI 8620
Figura 3.5 – Nomenclatura das engrenagens.
O óleo lubrificante usado neste trabalho foi o ISO VG 100. Após cada etapa do
experimento ele foi retirado e trocado por óleo novo para que os fragmentos (debris)
gerados na etapa anterior não influenciassem na formação de pitting (por identação).
3.3 Engrenagens
Nos ensaios de fadiga de contato foram utilizadas engrenagens cilíndricas de
dentes retos fabricadas em FNA e em aço AISI 8620 cementado. Utilizaram-se dois
tipos de acabamentos superficiais dos flancos dos dentes: (1) fresamento comum;
(2) acabamento por shaving. Os subitens a seguir visam detalhar os processos de
fabricação e os materiais utilizados na confecção das engrenagens, além dos
tratamentos térmicos aos quais estes componentes foram submetidos.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 89
3.3.1 Fabricação das engrenagens
As engrenagens foram fabricadas utilizando o processo de usinagem por
fresamento (em fresadoras horizontais). A Figura 3.6 mostra a fresadora horizontal,
da empresa Wieser e Pichler Cia. Ltda, na qual todas as engrenagens foram
usinadas.
Figura 3.6 – Fresadora Horizontal (Wieser e Pichler Ltda).
O segundo processo de acabamento superficial utilizado foi realizado por meio
de uma operação chamada comumente de shaving, onde uma ferramenta em forma
de engrenagem com o mesmo módulo das engrenagens, porém com ranhuras na
posição dos dentes, promove a operação final de acabamento na engrenagem que
será utilizada como corpo-de-prova. A Figura 3.7 (a) mostra uma ferramenta utilizada
no processo por shaving e a Figura 3.7 (b) a superfície dos dentes de engrenagens
após acabamento por shaving.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 90
(a)
(b)
Figura 3.7 – Processo de Shaving. (a) Ferramenta tipo shaving, (b) superfície de
engrenagens mostrando o aspecto superficial (Wieser e Pichler Ltda).
As características geométricas das engrenagens utilizadas neste trabalho
segue exatamente as dimensões propostas pela FZG (1992) e também utilizadas
por outros pesquisadores (ZAFOSNIK et al. (2007), MAGALHÃES et al. (2007) e
MARTINS et al. (2006). As características das engrenagens utilizadas estão
apresentadas na Tabela 3.6.
Tabela 3.6 – Especificações para fabricação da engrenagem.
CARACTERÍSTICAS
Unidade
Pinhão
Coroa
Nº de dentes
-
16
24
Módulo
mm
4,5
Distância entre centros
mm
91,5
Ângulo de pressão modificado
o
22,44
Largura da face
mm
14
Modificação do adendo
-
0,182
0,171
Diâmetro primitivo
mm
72
108
Diâmetro primitivo modificado
mm
73,2
109,8
Rugosidade R
a
do flanco
m
1,2 (N6)
3.3.2 Materiais das engrenagens
Neste trabalho foram utilizados dois materiais usados na fabricação de
engrenagens, que são: Ferro Fundido Nodular Austemperado (FNA) e Aço baixa liga
AISI 8620 cementado e temperado.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 91
As engrenagens foram usinadas e submetidas a tratamentos térmicos na
empresa Wieser & Pichler Ltda. Os tratamentos utilizados estão apresentados de
forma esquemática nas Figura 3.8 (a) para o FNA e Figura 3.8 (b) para o aço AISI
8620.
MATERIAL
à Ferro fundido nodular no estado
bruto de fundição
AUSTENITIZAÇÃO
à Temperatura = 890ºC
àTempo = 2 horas
AUSTÊMPERA
à Temperatura = 270ºC
àTempo = 2 horas
à Meio = banho de sais
RESFRIAMENTO
à Ao ar
MATERIAL FINAL
à Ferro Fundido Nodular
austemperado (FNA) com matriz
bainítica
MATERIAL
à Aço AISI 8620 estado bruto de
fornecimento
CEMENTAÇÃO SÓLIDA
à Austenitização = 880ºC
àTempo = 16 horas
Têmpera
à Temperatura do
óleo = 130ºC
MATERIAL FINAL
à Aço 8620 cementado
e temperado
(a)
(b)
Revenimento
à Temperatura = 200ºC
à Tempo= 2horas
Figura 3.8 – (a) Tratamento Térmico para FNA, (b) Tratamento Térmico para o aço
AISI 8620.
A composição química (em massa) especificada do aço AISI 8620 está
apresentada na Tabela 3.7 e a composição química do ferro fundido FE 40015
(Fuco) para obtenção do FNA é conforme mostra a Tabela 3.8.
Tabela 3.7 – Composição em porcentagem em peso do Aço AISI 8620.
C
Mn
P
S
Si
Ni
Cr
Mo
0,18-0,23
0,70-0,90
0,030
0,040
0,15-0,35
0,40-0,70
0,40-0,60
0,15-0,25
Tabela 3.8 - Composição química do ferro fundido nodular FE 40015 (% em massa).
C
Mn
S
Cu
Mg
Si
P
Cr
Mo
3,71
0,15
0,01
0,60
0,04
2,44
0,074
0,05
0,30
A empresa Wieser e Pichler Cia. Ltda informou que as engrenagens eram de
aço AISI 8620 e de um ferro fundido nodular (FEBA IV) e suas respectivas
composições como citadas acima, porém não informou as propriedades mecânicas,
porém pela dureza dos materiais foram retiradas algumas propriedades do site
matweb.com, com tratamentos térmicos e durezas semelhantes. Algumas
Capítulo 3 Materiais e Métodos 92
propriedades mecânicas dos materiais utilizados neste trabalho estão apresentadas
na Tabela 3.9.
Tabela 3.9 – Propriedades mecânicas dos materiais (MATWEB, 2008).
Propriedade
Unidade
FNA
AISI 8620
Tensão de escoamento
MPa
1240
1035
Alongamento até ruptura
%
5
12
Módulo de Elasticidade
GPa
156
205
Coeficiente de Poisson
-
0,25
0,29
Os subitens a seguir mostram a microestrutura dos materiais, camada
cementada e durezas, que só foram possíveis de se obter após os ensaios de fadiga
de contato, devido ao corpo-de-prova ser uma engrenagem e não possibilitar
medidas adequadas sem a destruição do mesmo.
3.3.2.1 Microestruturas
A Figura 3.9 (a) apresenta a microestrutura do FNA sem ataque, obtida na
região do núcleo do dente. Nota-se na Figura 3.9 (b), que a microestrutura composta
de bainita inferior, austenita retida e alguma martensita.
(a)
(b)
Figura 3.9 – Ferro Nodular Austêmperado do pinhão F11 dente B corte radial. (a)
sem ataque, (b) com ataque de nital 10% por 10 segundos.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 93
Os tamanhos de nódulos foram diferentes para as engrenagens com os dois
tipos de acabamento superficial (fresamento e shaving), porém quando comparados
os nódulos da superfície (região onde ocorre o dano) com os do núcleo do dente das
engrenagens com o mesmo processo de acabamento não houve diferenças
significativas no tamanho dos nódulos. A Tabela 3.10 apresenta os resultados das
medições de diâmetros máximos, médios e mínimos dos nódulos.
Tabela 3.10 – Tamanho dos nódulos para engrenagens de FNA.
Tamanho de Nódulos (m)
Fresadas
Shaving
Região do
dano
Núcleo
Região do
dano
Núcleo
Diâmetro Médio
18,7
7,0
22,3
7,6
28,8
14,2
29,5
14,2
Diâmetro Máximo
51,0
15,4
58,5
4,5
109,5
16,1
109,8
24,0
Diâmetro Mínimo *
8,6
0,0
8,6
0,0
11,5
0,7
11,3
1,1
* O desvio padrão é zero, pois o diâmetro mínimo de análise foi pré-determinado.
A Tabela 3.11 apresenta a concentração dos nódulos de grafita por milímetro
quadrado e a classificação da morfologia da grafita de acordo com a norma NBR
6593 (ABNT, 1981). A Tabela 3.11 mostra que há uma diferença de nódulos/mm
2
entre as engrenagens processadas por shaving e somente fresadas, este fato se
explica pela usinagem das engrenagens terem sido realizadas em lotes diferentes
de FNA.
Tabela 3.11 - Concentração e forma dos nódulos na região onde ocorre os danos
segundo (ABNT,1981).
Engrenagens de
FNA
Fração
volumétrica (%)
Quantidade
(nódulos/mm
2
)
Forma
Classe de
tamanho
Shaving
14,7 1,7
180
VI
1
Fresamento
12,4 1,3
313
VI
2
Capítulo 3 Materiais e Métodos 94
Na Figura 3.10 (a) é possível observar a camada cementada do aço AISI
8620, a qual apresenta espessura média de acordo com o apresentado na
Tabela 3.12. A Figura 3.10 (b) mostra que o aço AISI 8620 possui uma
microestrutura de martensita com austenita retida na camada cementada isto pode
ser visto melhor na Figura 3.10 (c), a qual mostra a mesma microestrutura revelada
mediante o uso de reagente químico tipo Picral com ampliação de 1000x. O núcleo
do dente também possui a mesma microestrutura da camada cementada, porém
com uma martensita mais grosseira (Figura 3.10 (d)).
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 3.10 – Macrografia e micrografia do pinhão de aço fresado A12 dente C. (a)
camada cementada, (b) microestrutura da camada cementada (martensíta com
austenita retida, ataque nital, (c) microestrutura da camada cementada (martensíta
com austenita retida, ataque com picral, (d) microestrutura do núcleo do dente
(martensítica com austenita retida).
Capítulo 3 Materiais e Métodos 95
Tabela 3.12 – Espessura média da camada cementada.
Espessura média da camada cementada (mm)
Fresadas
Shaving
Pinhões
Coroas
Pinhões
Coroas
1,66
0,23
1,48
0,14
1,43
0,08
1,52
0,22
3.3.2.2 Dureza
Com a finalização dos ensaios de fadiga de contato, foram realizados quatro
tipos de ensaio de dureza, que são:
Rockwell superficial – HN30
Rockwell C - HRc
Brinell - HB
Microdureza Vickers – HV
0,05
e HV
0,10
3.3.2.2.1 Dureza Rockwell superficial, Rockwell C e Brinell
Apesar das diferenças quanto aos nódulos das engrenagens de FNA, os
valores de dureza superficial das engrenagens podem ser considerados
estatisticamente iguais, porém, comparando somente os materiais, as engrenagens
de FNA apresentam valores inferiores em relação ao Aço AISI 8620.
A dureza de núcleo (Rockwell C para o aço e Brinell para o FNA), também
apresenta valores de durezas estatisticamente semelhantes considerando somente
processo de fabricação. O mesmo ocorre quando se considera os materiais em
estudo. A Tabela 3.13 mostra os valores de dureza que foram acima discutidos.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 96
Tabela 3.13 - Resultados das medições de dureza.
Material
Processo de
fabricação
Rockwell
superficial –
HN30
Rockwell C
HRc
Brinell
HB
8620
Shaving
73 2
38 2
(350 20)*
Fresamento
74 2
39 4
(370 30)*
FNA
Shaving
60 3
(41 1)*
385 10
Fresamento
60 3
(42 1)*
390 11
( )* Valores convertidos a partir de outra escala de dureza
É importante ressaltar que os nódulos de grafita do FNA tiveram influência nos
resultados de microdureza, pois diminuindo a carga do ensaio diminui-se o efeito dos
nódulos, isto foi constado nas medições de microdurezas, as quais serão
apresentadas a seguir.
3.3.2.2.2 Microdureza Vickers
As medições realizadas na região do adendo, diâmetro primitivo e dedendo
após os ensaios mostraram que não houve forte evidência de ocorrência de
encruamento. Para se chegar esta conclusão foi realizada uma comparação com os
resultados do perfil de microdureza na região do diâmetro primitivo (dp) na face que
não estava sujeita ao carregamento.
Na maioria das engrenagens (coroas e pinhões) de aço (63%), verificou-se um
acréscimo de dureza na primeira medição abaixo da superfície. Porém, para as
engrenagens de FNA não se pode constatar nenhuma tendência de comportamento.
A Figura 3.11 mostra um de perfil de microdureza correspondente aos 63% dos
casos onde a primeira medição abaixo da superfície foi maior na região do diâmetro
primitivo carregado do que na mesma região do lado não carregado.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 97
Figura 3.11 – Perfil de microdureza da pinhão de aço com acabamento por shaving,
código A21.
A Figura 3.12 mostra um comportamento errático dos valores de microdureza
para as coroas de FNA. Acredita-se que isto ocorre devido à influência dos nódulos
de grafita, pois logo abaixo da identação um nódulo funcionaria como uma
descontinuidade em relação ao penetrador.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 98
Figura 3.12 – Perfil de microdureza da coroa fresada de FNA, código F12.
Os valores de microdureza do núcleo (considerando a matriz bainítica do FNA)
mostram que a dureza do núcleo da engrenagem de aço AISI 8620 é menor do que
a do FNA. No entanto, a dureza superficial do aço é maior, o que o torna um material
muito interessante do ponto de vista a resistência à fadiga de contato, pois possui
elevada dureza na região do contato (onde ocorrem os maiores valores de tensões)
e uma excelente tenacidade no núcleo comparando com as engrenagens de FNA
utilizadas.
Todas as curvas de perfil de microdureza estão apresentadas no Apêndice B.
3.4 Caracterização das engrenagens
A caracterização das engrenagens ocorre em três momentos diferentes:
1º. Entrega dos pares de engrenagens (Fornecimento);
2º. Após cada estágio de ensaio (running-in, 1º pitting, 2º pitting, etc.);
3º. Ao final dos ensaios de fadiga;
Capítulo 3 Materiais e Métodos 99
Este procedimento de caracterização tem como objetivo principal o estudo
comparativo das engrenagens com o transcorrer dos ensaios. Foi possível uma
comparação dos parâmetros de rugosidade e da ocorrência de danos nos flancos
após cada etapa dos ensaios e assim promover um comparativo das engrenagens
com relação à resistência ao pitting.
A seqüência metodológica que possibilita a detecção e mensuração dos danos
nas superfícies dos dentes das engrenagens bem como da caracterização mecânica
destes componentes está apresentada na Figura 3.13.
Recebimento das engrenagens
(geometria e acabamento
superficial)
Ensaio de fadiga de
contato na Máquina FZG
Preparação das Amostras
Corte
Lixamento
Polimento
Limpeza
Ataque químico (para algumas
das técnicas metalográficas)
Análises Microestrutural e
Mecânica
Dureza vickers (HV)
Dureza superfícial (HN30)
Dureza Brinell (HB)
Dureza Rockewell (HRC)
Rugosidade
Macroscopia óptica (MC)
Microscopia óptica (MO)
MO - Análise dos danos das
engrenagens
HN30 – Dureza superficial na
região de contato
HRC – Dureza do núcleo do
dente para Aço 8620
HB – Dureza do núcleo do
dente para FNA
Análise dos Resultados
HV – Perfil de microdureza da
superfície até o núcleo.
Rugosidade- Verificar a
topografia e o perfil da
superfície
Após cada etapa de ensaio
Aquisição de imagens dos
flancos
Medição da área danificada
Medições de rugosidade
MC – Quantificar os danos no
flancos das engrenagnes
Área
danificada
aceitável
SIM
NÂO
DETALHAMENTO
Figura 3.13 – Metodologia para detectar danos nas engrenagens e caracterizar a
superfície das engrenagens e algumas propriedades do material.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 100
Os subitens apresentados a seguir têm como objetivo o detalhamento das
técnicas adotadas e apresentadas na Figura 3.13.
3.4.1 Rugosidade
Para determinação da rugosidade, as medições foram realizadas sobre o
flanco dos dentes das engrenagens no sentido axial e radial, como mostrado na
Figura 3.14. O aparelho utilizado foi o Rugosímetro Surtronic 25 (Taylor Robson),
com apalpador de diamante de raio da ponta de 5 m.
Figura 3.14 - Direção das medições de rugosidades.
Para a organização dos dados de caracterização de cada dente de
engrenagem foram realizadas marcações alfanuméricas na lateral dos dentes. A
Figura 3.15 mostra como foram nomeados os dentes das engrenagens: as coroas
com números de 1 à 24 e os pinhões com letras de A à Q.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 101
24
1
A
2
3
4
B
C
D
E
Q
P
O
23
22
Figura 3.15 - Esquema de identificação dos dentes da engrenagem.
Foram escolhidos aleatoriamente cinco dentes de cada pinhão (dentes: B, D, F,
G e P) e de cada coroa (dentes: 8, 11, 14, 17 e 22) para a medição de rugosidade.
Com os valores de rugosidade medidos nestes dentes após cada ensaio de fadiga,
foram realizas dois tipos análises estatísticas diferentes:
1º. Rugosidade média nas direções axial e radial: Nesta análise foi
calculada a média dos parâmetros de rugosidade de cada dente. Como
em cada engrenagem utilizou-se 5 dentes, o resultado final considera a
média das cinco médias de cada engrenagem. Então com este
procedimento teremos parâmetros médios de rugosidade na direção axial
e radial para cada engrenagem.
2º. Rugosidade por região de medição: Nesta análise foi realizada a média
dos parâmetros de rugosidade em cada região do flanco em contato
durante o engrenamento (adendo, diâmetro primitivo e dedendo) somente
na direção axial, ou seja, nesta análise considerou-se a média das cinco
medições na mesma região do flanco do dente da engrenagem.
Os dados de rugosidade foram coletados na etapa de recebimento dos corpos-
de-prova e também após cada etapa de ensaio. As condições de medição estão
apresentadas na Tabela 3.14.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 102
Tabela 3.14 - Parâmetros utilizados na medição de rugosidade.
Parâmetros
Axial
Radial
Comprimento de
medição – lm
4 mm
0,25 mm
Comprimento de
corte – lc
0,8 mm
0,05 mm
Filtros
- filtro polinomial de 2° grau
- filtro gaussiano (0,8 mm)
- filtro polinomial de 2° grau
- filtro gaussiano (0,25 mm)
Os parâmetros de medição nas direções axial e radial foram diferentes devido
às características construtivas do rugosímetro (Surtronic 25) do Laboratório de
Superfícies e Contato (LASC-UTFPR). Com objetivo de verificar se as condições de
medição na direção radial eram representativas, foram realizadas comparações com
outros equipamentos que medem a rugosidade em superfícies não planas como o
Form Taly Surf Series 2.
Desta avaliação, chegou-se a conclusão, que devido ao equipamento Surtronic
25 possuir patim (filtro mecânico de ondulação), não possibilitar inclinação da haste
do apalpador e disponibilizar uma amplitude vertical máxima de apenas 300 m,
somente um comprimento de medição de 0,25 mm pode ser utilizado para as
medições nas engrenagens deste trabalho, no entanto, quando comparado os
resultado destas medições com as de outros equipamentos adequados para
amostras não planas, constataram-se diferenças de até 400 %, demonstrando que o
rugosímetro do LASC, utilizado para as medições na direção radial, não era
adequado.
3.4.2 Metalografia
Para a análise de micrografia com e sem ataque, foram realizados cortes na
direção axial e radial da engrenagem com o intuito de medir a profundidade das
trincas oriundas da fadiga de contato, determinar as microestruturas e as formas dos
nódulos. A Figura 3.16 mostra de maneira esquemática as posições e as seções de
corte utilizadas para estas análises. A seção A-A sempre foi cortada para possuir
uma espessura maior do que a seção B-B, pois nessa seção foram medidas as
durezas Rockwell C, Brinell e os perfis de microdureza.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 103
(a)
(b)
Figura 3.16 – Cortes para Metalografia e medição de dureza nas direções (a) radial e
(b) axial.
Após as amostras serem embutidas, foi utilizada uma politriz semi-automática
da marca Struers do LFS-EPUSP. Os parâmetros de ajuste deste equipamento
estão apresentados na Tabela 3.15.
Tabela 3.15 - Parâmetros utilizados no equipamento de polimento.
Pano
Granulação
Tempo
Força
Velocidade
Sentido do
cabeçote
Sentido do
pano
Lixa
320 mm
1 min
(2 min)
30N
(30N)
300 rpm
(300) rpm
igual
(igual)
igual
(igual)
MD
Largo
9 mm
5 min
(7 min)
30N
(40N)
150 rpm
(150) rpm
igual
(igual)
igual
(igual)
MD
Mol
3 mm
4 min
(5 min)
10N
(40N)
120 rpm
(150) rpm
contrário
(contrário)
diferente
(diferente)
MD
Nap
1 mm
2 min
(2 min)
20N
(30N)
150 rpm
(150) rpm
igual
(igual)
igual
(igual)
*() Parâmetros para amostra de Aço AISI 8620
Com o intuito de não perder a referência dos fenômenos de desgaste, as
amostras radiais e axiais foram embutidas de acordo com o sentido de aplicação dos
esforços. A Figura 3.17, mostra os detalhes da forma de montagem sobre a mesa do
microscópio. Isto se fez necessário, pois para cada caixa de ensaio o contato ocorre
de maneira diferente. Na caixa 1, o pinhão aplica os esforços na coroa e na caixa 2,
o inverso ocorre.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 104
Lado Carregado
Amostra
Axial
Amostra
Radial
MESA DO MICROSCÓPIO
Baquelite
(a)
Lado Carregado
Amostra
Axial
Amostra
Radial
MESA DO MICROSCÓPIO
Baquelite
(b)
Figura 3.17 – Posicionamento das amostras embutidas na mesa do microscópio: (a)
Pinhão da caixa 2 ou coroa da caixa 1, (b) Pinhão da caixa 1 ou coroa da caixa 2.
Para a análise metalográfica, foi utilizado um microscópio Olympus BX60 e um
analisador de imagem Leica Qwin standard versão 2.2, ambos pertencentes ao LFS-
EPUSP. Nestas análises foram utilizados dois tipos de reagentes o Nital 10% e o
Picral, pois este último apresenta uma melhor qualidade de ataque com as seguintes
microestruturas: perlita fina, martensita revenida, ferrita acicular e bainita.
Para determinação do tamanho da camada cementada das engrenagens de
aço foi utilizado o ataque com Nital 10% e a espessura da camada foi mensurada
utilizando o analisador de imagens (Image Pro-Plus Versão 4.5.0.29) em todas as
amostras embutidas de aço. Então foi realizada uma média separando as medições
de camada cementada por tipo de componente e processo de fabricação, isto se
deve ao fato que as engrenagens foram tratadas em lotes diferentes.
As trincas foram medidas nas três regiões do dente da engrenagem, ou seja,
adendo, diâmetro primitivo e dedendo. Como para cada engrenagem existem três
amostras embutidas, foi realizada medição da trinca mais profunda em cada
amostra, no entanto são 16 engrenagens ensaiadas (entre coroas e pinhões) e dois
processos de fabricação diferentes. Então se optou por fazer a média entre pinhões
e coroas com o mesmo processo de fabricação o que apresenta uma média de seis
medições, pois são dois pinhões e duas coroas para cada processo de fabricação.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 105
3.4.3 Durezas
Para a caracterização das propriedades mecânicas dos materiais na região
de contato, foram realizadas medições de dureza do núcleo, da superfície dos
flancos das engrenagens (identação na região da face da engrenagem) e também o
perfil de microdureza desde a superfície até núcleo do dente. Devido à diferença na
dureza do núcleo dos dois materiais e a presença da grafita no FNA, foi utilizada à
dureza Brinell para FNA e Rockwell-C para o aço AISI 8620. Os parâmetros destas
medições estão apresentados na Tabela 3.16.
Tabela 3.16 – Equipamentos e parâmetros das diversas medições de dureza.
Ensaio
Rockwell
superficial (HN30)
Rockwell C
(HRc)
Brinell
(HB)
Equipamento
Emco
Wilson
WPM
Carga
30 N
150 kgf
187,5 kgf
Identador
Cônico de diamante
120
o
Cônico de
diamante 120
o
Esfera de aço
2,5 mm
Número de medições
12
12
12
Para as medições de microdureza foi utilizado o equipamento BUEHLER do
Laboratório de Fenômenos de Superfícies (LFS-EPUSP).
O perfil de microdureza dos flancos dos dentes foi determinado em quatro
regiões diferentes dos dentes nas amostras com cortes radiais (no sentido da
espessura do dente), três no flanco do dente que sofreu carregamento e uma no
flanco não carregado (o qual apresenta as condições de recebimento, pois não há
tensões atuantes neste lado do flanco):
1º. Região do adendo;
2º. Região do diâmetro primitivo;
3º. Região do dedendo;
4º. Região do diâmetro primitivo no flanco que não sofreu carregamento.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 106
A Figura 3.18 mostra as regiões de determinação do perfil de microdureza das
engrenagens após a finalização dos ensaios em amostras com cortes radiais. Porém
é importante ressaltar que a seção radial possuía sempre maior espessura do que a
amostra axial, pois nesta seção que foram realizadas as medições de durezas
Rockwell C, Brinell e microdureza Vickers.
3
mm
3
mm
Flanco
carregado
Adendo
Diâmetro primitivo
Dedendo
Superfície de
referência
Medição no núcleo
Flanco não
carregado
Figura 3.18 – Esquema das 4 regiões de medições de microdurezas realizadas.
Para facilitar e garantir a repetibilidade das posições das medições foi utilizado
o topo do dente como superfície de referência, com intuito de posicionar a amostra
na mesa do microdurômetro. Foram utilizadas as barras de medição para verificar o
alinhamento da superfície de referência e por conseqüência da amostra. Os
parâmetros de medição de microdureza estão apresentados na Tabela 3.17.
Tabela 3.17 – Parâmetros para as medições de microdureza.
Ensaio
Microdureza
Equipamento
BUEHLER
Carga
50 g para FNA / 100g para o Aço
Indentador
Vickers
Número de amostras
8 para cada material
Número de medições
41 medições por amostra
Capítulo 3 Materiais e Métodos 107
3.4.4 Análise do tamanho dos nódulos de grafita
A medição dos nódulos de grafita foi feita em fotomicrografias de amostras
polidas, sem ataque, com ampliações de 50x, 100x e 200x.
Para esta atividade foi utilizado o software Image Pro-Plus Versão 4.5.0.29,
que identifica áreas claras e escuras, e mede o diâmetro e a área das regiões
selecionadas, como pode ser visto na Figura 3.19. O programa gera valores de
máximo, mínimo, média, desvio padrão e número de nódulos analisados.
Figura 3.19 – Tela do software mostrando um exemplo de medição do tamanho dos
nódulos de grafita do FNA.
O corte do material para a preparação das amostras atinge os nódulos em
regiões diferentes. Alguns nódulos são cortados no seu diâmetro máximo, outros na
região inferior ou superior. Dessa forma o diâmetro medido pode não corresponder
ao diâmetro real dos nódulos. Para minimizar esse erro foi determinado um diâmetro
mínimo para a análise. A escolha desse valor mínimo foi feita por uma análise visual
com auxílio do software. O valor escolhido para o primeiro lote foi 8,5µm e para o
segundo 10µm.
Para cada amostra foram analisadas três áreas na região do dano, uma área
na região do núcleo próxima ao topo do dente e uma área do núcleo próxima à base.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 108
Os valores de diâmetro foram calculados fazendo a média dos valores
gerados pelo software de análise de imagens. O desvio padrão calculado a partir da
Equação 3.2:
2
2
1
12
( 1)
...
k
ii
i
p
k
nS
S
n n n k
Equação 3.2
onde:
n
i
= número de diâmetros analisados pelo programa em cada área
S
i
= desvio padrão de cada área
Sp= desvio padrão da população
k = número de áreas analisadas
k = 5 para a região do núcleo do dente (5 áreas para engrenagens
fresadas e 5 áreas para engrenagens com acabamento por shaving).
k =15 para a região do dano (15 áreas para engrenagens fresadas e 15
áreas para engrenagens com acabamento por shaving).
3.4.5 Macroscopia
Os flancos das engrenagens foram fotografados anteriormente às etapas dos
ensaios de fadiga, para que se pudesse constatar a evolução dos danos nos flancos
com o decorrer dos ciclos de carregamento (estágios do experimento).
Para a realização das macrografias, foi utilizada uma câmera Cybershot de 7.0
Megapixels, a qual foi acoplada na objetiva do estereoscópio produzido pela
Metrimpex em cooperação com a PZO Labimex (disponível no Laboratório Integrado
de Materiais / LIM-UTFPR). Este estereoscópio apresenta uma capacidade de
ampliação entre 6,3x e 80x. Além disto, utilizou-se também uma luminária com
lâmpada fluorescente e um bloco em V fabricado no próprio LASC. Esta montagem
pode ser visualizada na Figura 3.20.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 109
Figura 3.20 – Montagem com iluminação do estereoscópio, mostrando engrenagem
e bloco em V para a realização das macrografias.
Em geral, a ampliação da imagem utilizada foi de 10X. Porém, em algumas
situações, onde havia uma incerteza quanto à característica do dano utilizou-se uma
ampliação de 16X.
Para a quantificação da área danificada são utilizadas as imagens obtidas por
macroscopia em um analisador de imagens (Image Pro-Plus Versão 4.5.0.29), onde
foi medida a área de cada dano do dente através da função de medição polígono
do software. Este procedimento foi realizado em todos os dentes danificados de
cada engrenagem.
A Figura 3.21 apresenta um exemplo da quantificação de área danificada
utilizando o método dos polígonos. Nesta figura foram selecionadas manualmente
10 (dez) áreas para compreender todos os danos deste flanco. A área total
danificada será então a somatória destes 10 polígonos.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 110
Figura 3.21 – Medição por polígonos em danos do dente 21 da engrenagem de FNA
com acabamento por shaving F22.
Para medir a área ativa total do flanco dos dentes, foi utilizado o mesmo
software analisador de imagens, mostrado anteriormente, bem como a função
polígono. Além disto, foi utilizada também a função retângulo, para medir a área
total de um flanco, incluindo os chanfros.
A Figura 3.22 mostra que a área ativa de um flanco é dada pela área do
retângulo (R1) menos as áreas relativas aos chanfros (PG1 E PG2). A área relativa
ao retângulo (R1) é limitada em sua aresta superior pela cabeça do dente e em sua
aresta inferior pela marca final de engrenamento próxima á raiz do dente.
A área ativa total de um componente (coroa ou pinhão) é igual à área ativa de
um flanco multiplicado pelo o número de dentes da coroa ou do pinhão.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 111
Figura 3.22- Medição da área ativa de um flanco
A somatória dos danos de todos os dentes de uma engrenagem foi dividida
pela área ativa total de um determinado componente (pinhão ou coroa), nesta
dissertação esta operação foi chamada de percentual médio dos danos. A Figura
3.23 mostra o fluxograma do procedimento realizado nas imagens para quantificar o
percentual médio dos danos.
Mensurar a
área de cada
dano do dente
Somar a área
de todos os
danos do dente
Somar a área
danificada de
todos os dentes
da engrenagem
Dividir pela área
ativa total dos
flancos da
engrenagem e
multiplicar por 100
Resultado
Percentual
médio dos
danos
Figura 3.23 - Fluxograma das atividades utilizadas para a quantificação da área
danificada.
3.4.6 Consolidação das caracterizações das engrenagens
Este item buscará esclarecer que além de uma simples caracterização do
sistema tribológico, os procedimentos acima descritos nos fornecem outras
informações, as quais efetivamente auxiliaram no entendimento dos fenômenos de
pitting e spalling em engrenagens. As informações esperadas são:
Capítulo 3 Materiais e Métodos 112
Rugosidade: Com os devidos parâmetros de rugosidade, será possível
verificar a topografia e o perfil da superfície dos dentes e constatar a
ocorrência de danos por fadiga de contato. Além disto, possibilitar o cálculo
da espessura do filme de lubrificante, analisar a influência do processo de
fabricação na distribuição da carga no flanco da engrenagem e verificar qual
regime de lubrificação está atuando durante os ensaios, com a utilização do
parâmetro de filme , proposto por DOWSON e HIGGINSON (ASM, 1992).
Microdureza Vickers – HV: Esta informação será utilizada para medir o perfil
de dureza da superfície do dente da engrenagem até o núcleo e com isso
verificar se ocorre alteração da dureza nesta região. Este fenômeno pode
ocorrer devido à intensa deformação provocada pelos ciclos de carregamento
e descarregamento.
Dureza Superficial – HN30: Será importante para diferenciar a dureza
superficial das engrenagens de FNA e de aço AISI 8620. Principal informação
macroscópica das propriedades mecânicas dos materiais na região de
contato, a qual ajudará a correlacionar com a resistência à fadiga de contato.
Dureza do núcleo (HRC e HB): A dureza do núcleo do dente da engrenagem
será importante, pois auxilia na noção da tenacidade do núcleo das
engrenagens.
Macroscopia Óptica - MC: Com está técnica será quantificado os danos de
fadiga de contato nas engrenagens, e assim, ranquear os materiais quanto à
resistência à formação de pitting e spalling.
Microscopia Óptica – MO: – esta técnica será utilizada para identificar o local
dos danos causados por fadiga de contato, buscando uma correlação entre
as tensões de contato e as características cinemáticas do engrenamento
evolvental.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 113
3.5 Metodologia para Cálculo da Pressão de Hertz e espessura de filme
Para as análises de tensão de Hertz é necessário calcular alguns parâmetros
das engrenagens com modificação de perfil conforme mostra a Tabela 3.18.
Tabela 3.18 – Dados de entrada e parâmetros calculados para a formulação das
tensões de Hertz na região do diâmetro primitivo.
Denominação
Símbolo
Valor
Unidade
Distância de centros corrigida
a
v
91,5
mm
Ângulo de pressão corrigido (engrenamento V)
α
w
22,44
mm
Raio de Curvatura pinhão
ρ
pinhão
13,97
mm
Raio de Curvatura coroa
ρ
coroa
20,95
mm
Torque (estágio de pitting)
T
302
N.m
Força normal no contato
W
8927,27
N
Raio de curvatura equivalente para FNA e Aço
R'
8,38
[mm]
Módulo de elasticidade reduzido para o FNA
E‟
1,66E+11
Pa
Módulo de elasticidade reduzido para o Aço
E‟
2,24E+11
Pa
De posse dos valores apresentados na Tabela 3.18, encontra-se o estado de
tensões de contato na região do diâmetro primitivo aplicando-se as equações de
Hertz mostradas na Tabela 2.7.
Um parâmetro de grande importância para a caracterização do regime de
lubrificação em que as engrenagens trabalham é a espessura mínima do filme de
óleo lubrificante na região de contato. Neste trabalho será realizada uma análise
somente para a região do diâmetro primitivo, pois é nesta região que as tensões de
contato são mais elevadas e, conseqüentemente, a espessura do filme é menor. A
Tabela 3.19 apresenta a seqüência de cálculos para a obtenção da espessura
mínima de filme de óleo (h
min
). A equação para o cálculo de h
min
está repetida no
final da Tabela 3.19.
Capítulo 3 Materiais e Métodos 114
Tabela 3.19 – Parâmetros calculados para obtenção de h
min
.
Denominação
Formulário
Símbolo
Valor
para o
FNA
Valor
para o
Aço
Unidade
Módulo reduzido
de elasticidade
22
11
11
´2
AB
AB
E E E
E
‟
2,41E+07
3,25E+07
Psi
Velocidade
angular
2
2 . 2
60 30
nn
f
T
ω
ω pinhão =151,84
ω coroa =101,26
rad / s
Raio de
curvatura pinhão
.
.sin
2
p pinhao w
pinhão
d
ρ
pinhão
0,55
in
Raio de
curvatura coroa
.
.sin
2
p coroa w
coroa
d
ρ
coroa
0,83
in
Velocidade de
rolamento pinhão
11
.
r pinhao
V
V
r1
83,52
in/s
Velocidades de
rolamento coroa
22
.
r coroa
V
V
r2
83,54
in /s
Velocidade de
entrada
12e r r
V V V
V
e
167,06
in/s
Raio relativo
normal da
curvatura
.
( ).cos
pinhao coroa
n
pinhao coroa b
ρ
n
0,33
in
Ângulo de hélice
básico
-
b
0
rad
Carga sobre
comprimento de
contato mínimo
min
Nr
NR
W
L
2489,76
Lb/in
Carga
operacional
normal
W
Nr
2040,38
Lb
Comprimento de
contato mínimo
min
.2L CR l
L
min
0,81
in
Viscosidade
absoluta
-
µ
0
0,0000013
lbf. s/ In
2
Coeficiente de
pressão-
viscosidade
-
α
pv
0,00015
in
2
/lbf
Fator divisor de
carga
-
X
1
adimensional
Espessura de filme mínima à 90 ºC
0,54 0,7 0.43
min
0,13
0.03
1,63 .( )
'
n
pv
Nr
oVe
h
X w E
in
Capítulo 3 Materiais e Métodos 115
Para o cálculo do parâmetro de filme foram utilizadas as Equações 2.11 e 2.12.
As quais relacionam que este parâmetro é a razão entre a espessura de filme pela
raiz quadrada da soma dos quadrados da rugosidade quadrática. Esta razão foi
calculada após cada etapa do ensaio. Os valores da rugosidade quadrática do corpo
e do contra corpo (pinhão e coroa), foram obtidos da média de cinco medições
realizadas na região do diâmetro primitivo para o mesmo componente ao decorrer do
experimento.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 116
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
Conforme já citado no capítulo materiais e métodos foi mostrada a
caracterização das engrenagens, que só foram possíveis após os ensaios de fadiga
de contato, a seguir será discutido somente resultados oriundos ao ensaio de fadiga
de contato.
Após os ensaios de fadiga de contato na máquina FZG LASC, pode-se analisar
vários dados. Este item será dividido da seguinte maneira:
Quantificação de danos nos flancos de engrenagens.
Análise metalográfica da trincas.
Acompanhamento dos valores de rugosidade.
Pressão de Hertz, espessura de filme e medições de profundidade de trinca.
4.1 Quantificação de danos em flancos de engrenagens
As imagens dos flancos dos pinhões e das coroas foram obtidas depois de
cada estágio do experimento. Desde o começo da ocorrência dos danos nos flancos,
a porcentagem da área danificada foi medida e comparada com a área ativa total
dos flancos das engrenagens.
A Tabela 4.1 mostra a evolução dos percentuais das áreas danificadas
relativa à área ativa de um flanco para pinhões feitos de FNA e para pinhões feitos
com aço AISI 8620 para os dois tipos de acabamento superficial (shaving e
fresamento). Nesta Tabela é possível observar como os danos foram evoluindo, à
medida que os estágios de pitting se sucediam. Facilmente nota-se que os danos no
FNA ocorrem mais rapidamente do que nos flancos de aço AISI 8620.
Conforme BATISTA et al. (2003), os danos de pitting e spalling estão
localizados nas regiões do diâmetro primitivo e logo abaixo dele, o que coincidiu
parcialmente com os danos encontrados nas análises de imagem das engrenagens
deste trabalho. Apesar da menor quantidade de ocorrências, constataram-se
também poucos danos na região do adendo.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 117
Tabela 4.1. Quantificação da área danificada em relação à área ativa de um flanco.
MATERIAL
Ferro Fundido
FNA
AÇO
AISI 8620
Ferro Fundido
FNA
AÇO
AISI 8620
Engrenagem
Pinhão
Pinhão
Pinhão
Pinhão
Código /
Dente
F11 / DENTE B
A12 / DENTE C
F21 / DENTE G
A22 / DENTE N
Estado de
Fornecimento
Estágio de
amaciamento
(Running-in)
1
0
Estágio de
Pitting
-
2
0
Estágio de
Pitting
-
3
0
Estágio de
Pitting
-
-
-
4
0
Estágio de
Pitting
-
-
5
0
Estágio de
Pitting
-
-
Percentual da
área
danificada do
flanco
21,1 %
20,0 %
5,6 %
28,0 %
Capítulo 4 Resultados e Discussão 118
Os percentuais, dos valores da soma dos danos em relação à área ativa total
dos flancos de todos os dentes de cada engrenagem, de todos os pares ensaiados,
estão apresentados na Figura 4.1.
Na Figura 4.1 pode ser verificado que os ensaios foram encerrados quando as
engrenagens atingiam perto de 8% de área danificada em relação à área ativa total
dos flancos de cada engrenagem, porém o procedimento que serviu de base para a
metodologia empregada neste trabalho (FZG, 1992) adota como critério de parada
1% da área ativa de todos os flancos do pinhão. A adoção de uma região maior de
desgaste para a parada dos ensaios neste trabalho se deve ao fato do equipamento
ser novo e estar sendo avaliado seu funcionamento.
0
2
4
6
8
10
12
14
16
1 Pitting
2 Pitting
Percentual Médio dos Danos (%)
ESTÁGIO DO EXPERIMENTO
ÁREA MEDIA DE DANOS EM PINHÕES DE FNA
F11
F12
F21
F22
(a)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
1 Pitting
2 Pitting
Percentual Médio dos Danos (%)
ESTÁGIO DO EXPERIMENTO
ÁREA MEDIA DE DANOS EM COROAS DE FNA
F11
F12
F21
F22
(b)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
1 Pitting
2 Pitting
3 Pitting
4 Pitting
5 Pitting
Percentual Médio dos Danos (%)
ESTÁGIO DO EXPERIMENTO
ÁREA MÉDIA DE DANOS NOS FLANCOS DE PINHÕES AISI
8620
A11
A12
A21
A22
(c)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
1 Pitting
2 Pitting
3 Pitting
4 Pitting
5 Pitting
Percentual Médio dos Danos (%)
ESTÁGIO DO EXPERIMENTO
ÁREA MÉDIA DE DANOS NOS FLANCOS DE COROAS DE AÇO
AISI 8620
A11
A12
A21
A22
(d)
Figura 4.1 - Percentual médio de danos: (a) Flancos de pinhões de FNA, (b) Flancos
de coroas de FNA, (c) Flancos de pinhões de AISI 8620, (d) Flancos de coroas de
AISI 8620.
Os resultados dos ensaios de fadiga de contato (Figura 4.1) mostram que as
engrenagens de FNA apresentaram uma maior área danificada em relação ás
Capítulo 4 Resultados e Discussão 119
fabricadas em aço AISI 8620 cementado. Este fato pode ser explicado pelo aço
apresentar uma dureza superficial HN30 (Tabela 3.11) maior em relação ao ferro
fundido e também pelo efeito concentrador de tensões dos nódulos de grafita, o qual
intensifica a nucleação das trincas de fadiga.
Ao observar a Figura 4.1, não é possível identificar um comportamento claro da
influência do tipo de acabamento superficial na resistência ao desgaste das
engrenagens. Porém, este assunto poderá ser melhor analisado, quando for
possível correlacionar também os dados de espessura de filme lubrificante e
acabamento superficial das engrenagens.
Os dados da Figura 4.1 são oriundos de análises de imagens onde após cada
etapa de ensaio, foi quantificada a somatória dos danos nos flancos de um
componente (coroa ou pinhão) em relação à área ativa total do flanco do mesmo
(percentual médio dos danos). As Tabelas de 4.2 à 4.5 mostra o percentual médio
dos danos em coroas e pinhões.
Tabela 4.2 – Percentual médio dos danos em pinhões de FNA.
Percentual Médio dos danos em pinhões de FNA (%)
6hrs
(1ºpitting)
10hrs
(2ºpitting)
28hrs
(3ºpitting)
56hrs
(4ºpitting)
84hrs
(5ºpitting)
F11
4,26
15,45
-
-
-
F12
2,19
7,32
-
-
-
F21
5,26
9,61
-
-
-
F22
0,12
9,87
-
-
-
Capítulo 4 Resultados e Discussão 120
Tabela 4.3 - Percentual médio dos danos em pinhões de aço AISI 8620.
Percentual Médio dos danos em pinhões de aço (%)
6hrs
(1ºpitting)
14hrs
(2ºpitting)
28hrs
(3ºpitting)
56hrs
(4ºpitting)
84hrs
(5ºpitting)
A11
0,00
0,00
0,94
2,49
5,20
A12
0,00
0,93
2,13
4,15
5,65
A21
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
A22
0,00
0,00
0,03
2,52
8,25
Tabela 4.4 - Percentual médio dos danos em coroas de FNA.
Percentual Médio dos danos em coroas de FNA (%)
6hrs
(1ºpitting)
14hrs
(2ºpitting)
28hrs
(3ºpitting)
56hrs
(4ºpitting)
84hrs
(5ºpitting)
F11
0,56
4,38
-
-
-
F12
3,17
10,81
-
-
-
F21
0,21
8,27
-
-
-
F22
0,0
7,66
-
-
-
Tabela 4.5 - Percentual médio dos danos em coroas de aço AISI 8620.
Percentual Médio dos danos em coroas de aço (%)
6hrs
(1ºpitting)
14hrs
(2ºpitting)
28hrs
(3ºpitting)
56hrs
(4ºpitting)
84hrs
(5ºpitting)
A11
0,0
1,12
1,57
2,41
2,66
A12
0,0
0,14
0,35
7,52
8,92
A21
0,0
0,0
0,01
0,03
0,46
A22
0,0
0,0
0,0
0,0
4,30
Capítulo 4 Resultados e Discussão 121
Através da Figura 4.1 a qual foi originada dos dados das Tabelas 4.2 à Tabela
4.5 realizou-se uma busca para verificar a localização dos primeiros danos nos
flancos das engrenagens com o intuito de verificar o alinhamento da máquina, pois o
alinhamento incorreto irá causar uma sobre tensão em um dado setor do flanco da
engrenagem e por conseqüência o aparecimento de falha precoce do componente.
A ocorrência dos primeiros danos nos flancos das engrenagens (coroas e
pinhões) concentrava-se em três setores do flanco do dente (setor lateral esquerdo,
setor central e setor lateral direito). Após a contabilização dos primeiros danos
originados nos flancos por setor (Figura 4.2 (a)) foi possível constatar que os danos
estavam bem distribuídos ao longo do flanco da engrenagem com 34,4 % no setor
lateral esquerdo, 36,7 % no setor central e 28,9 % no setor lateral direito. Com esta
tratativa pode-se afirmar que a máquina apresentou um alinhamento correto.
A Figura 4.2 (b) mostra uma área danificada no dente D de um pinhão fresado
(F11), este dano teve sua origem no setor lateral direito do flanco.
34,4% 36,7% 28,9%
Setor lateral
esquerdo
Setor
central
Setor lateral
direito
(a)
(b)
Figura 4.2. Quantificação por setores da localização dos primeiros danos nos flancos
das engrenagens: (a) Totalização dos primeiros danos de todos os componentes por
setor, (b) dano que teve origem no setor lateral direito do flanco.
4.2 Análise metalográfica da trincas
A Figura 4.3 mostra imagens obtidas por análises metalográficas nos dentes de
engrenagens de FNA e de Aço AISI 8620. Pode-se notar na Figura 4.3 (a) a
existência de muitas trincas abaixo da superfície, estas trincas se originam na matriz
Capítulo 4 Resultados e Discussão 122
ao redor dos nódulos de grafita e crescem conectando entre nódulos. O crescimento
destas trincas ocorre paralelamente à superfície dos flancos das engrenagens, até a
trinca propagar para a superfície, destacando então uma porção do material da
engrenagem, como sugere a Figura 4.3 (b).
Pinhão F21, dente P, corte radial, região do d
p
(a)
Pinhão F21, dente A, corte axial
(b)
Coroa A12, dente 14, corte radial, região do d
p
(c)
Coroa A12, dente 17, corte radial, região do d
p
(d)
Figura 4.3. Microscopia mostrando trincas sub-superfíciais próximas da região do
diâmetro primitivo, em engrenagens de FNA (a e b), e engrenagens de aço AISI
8620 (c e d).
Nas engrenagens de aço AISI 8620 verificou-se um menor número de trincas.
Para este material as trincas se originaram na superfície (Figura 4.3 (c)) e cresceram
com grande ramificação para o núcleo do dente da engrenagem, com ângulos de
inclinação entre 20º e 45º em relação à superfície. Estes resultados concordam com
o apresentado por BARTZ e KÜGUER (1973) e ZAFOSNIK et al. (2007). Estes
pesquisadores, como base em investigações metalográficas de engrenagens,
mostraram que trincas superficiais pequenas têm sido observadas nos flancos dos
dentes, as quais aparecem com características de ângulo raso de até 45º em
Capítulo 4 Resultados e Discussão 123
relação á superfície, além disto, menciona-se também que a orientação de
propagação depende da direção da força de atrito do contato.
Das análises micrográficas nas amostras de aço AISI 8620, observou-se que
as trincas ficavam restritas á camada cementada e que o retorno destas trincas á
superfície ocorrem com grande profundidade (Figura 4.3(d)).
Segundo ASLANTAS e TASGETIREN (2004) a resistência á formação de
pitting aumenta quando a temperatura de austêmpera diminui. Pois como o FNA
comporta-se como um compósito de matriz metálica, o ciclo de carregamento
provoca uma fragilidade da interface matriz-nódulo. As direções das microtrincas
mudam dependendo da presença de nódulos na ponta da trinca. Por esta razão, as
falhas de pitting têm forma irregular. As superfícies fraturadas por falhas do tipo
pitting não dependem, da direção de rolamento. Ou seja, as propriedades mecânicas
dos FNAs dependem das condições do tratamento térmico, tamanho da grafita e
distribuição de nódulos (defeitos na microestrutura).
A Figura 4.4 (a) mostra uma micrografia da seção radial do dente de
engrenagem de FNA e a Figura 4.4 (b) a micrografia com o mesmo corte para
engrenagem de aço AISI 8620. A Figura 4.4 (a) mostra a presença de trincas sub-
superfíciais que se conectam entre nódulos de grafita e a Figura 4.4 (b) trincas
superficiais nas engrenagens de aço. Desta forma, conclui-se que os mecanismos
de falhas por pitting e/ou spalling não dependem da direção do rolamento,
concordando assim, com o colocado por ASLANTAS e TASGETIREN (2004), pois a
presença de nódulos a frente da ponta da trinca muda o estado de tensões ao qual a
trinca está sujeita, e como constatado nos experimentos as falhas por pitting e
spalling apresentaram forma irregular.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 124
(a)
(b)
Figura 4.4- (a) Seção radial no dente Q para o pinhão F22 na região do d
p
, (b) Seção
radial para o dente A do pinhão A11 na região do região do adendo.
DOMMARCO et al. (1998) e MAGALHÃES et al. (2000) mostram em seus
estudos que a matriz do FNA apresenta uma boa resistência à propagação de
trincas, porém baixa resistência à nucleação das mesmas. O que está de acordo
com o comportamento do FNA utilizado deste trabalho, pois se constatou que, um
dos fatos que produzem uma menor resistência ao desgaste em relação ao aço AISI
8620, são os nódulos de grafita, os quais funcionam como nucleadores de trincas.
Isto pode ser observado na Figura 4.5 (a) e Figura 4.5 (b). A Figura 4.5 (a) mostra
também que a rede de trincas interconectadas pelos nódulos, fragiliza uma região
muito grande do material submetido ás tensões hertzianas. Este fato produz áreas
desgastadas maiores do FNA em relação ao aço AISI 8620.
Pinhão F12, dente L, corte axial.
(a)
Coroa F12, dente 5, corte radial.
(b)
Figura 4.5 – Nucleação de trincas na região de nódulos: (a) amostra sem ataque, (b)
amostra atacada com Nital.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 125
Dentre os seis tipos de evolução de trincas através dos nódulos de grafita
próximos da superfície, descritos por MAGALHÃES (2000), dois foram encontrados
em nódulos pertos da superfície de contato (flanco), os quais estão mostrados na
Figura 4.6 (a) e Figura 4.6 (b).
Análise metalográfica
Descrição de MAGALHÃES (2000)
Pinhão F21, dente Q, região do adendo
(a)
Trincas crescem entre o
nódulo e a superfície
Pinhão F22, dente Q, região do diâmetro primitivo
(b)
As trincas se propagam para a
superfície (esquerda) ou ao
longo das tensões de Hertz
sub-superfícies (direito)
Figura 4.6 - Evolução de trincas citadas por MAGALHÃES (2000) encontradas nos
pinhões F21 e F22.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 126
Contudo as análises metalográficas mostraram a grande quantidade de trincas,
que se situam de baixo da superfície, que possui origem em nódulos as quais
possuem orientação paralela com a superfície e crescem se conectando entre os
nódulos vizinhos até convergirem para a superfície. A Figura 4.7 mostra trincas
abaixo da superfície em engrenagens de FNA com acabamento por shaving nas
regiões do adendo e do diâmetro primitivo.
Coroa F21, dente 21, corte radial
Região do adendo
Região diâmetro primitivo
(a)
(b)
Figura 4.7 - Danos em engrenagens de FNA com acabamento por shaving
Como citado, segundo ASLANTAS e TASGETIREN (2004) as trincas em FNAs
não possuem relação com a direção de rolamento e os danos têm forma irregular.
Entretanto nas análises metalográficas das engrenagens de aço na região do
adendo foram constatadas que as orientações das trincas ficaram no mesmo sentido
da força de atrito como mostrado na Figura 4.8 e Figura 4.9 concordando com
BARTZ e KÜGUER (1973) e ZAFOSNIK et al. (2007) os quais constataram que a
orientação de propagação das trincas depende da direção e sentido da força de
atrito. Para as engrenagens de FNA devido à taxa alta de remoção das camadas
superficiais, pois o ensaio relizado é do tipo acelerado, ficou evidenciada esta
tendência também para trincas originadas na superfície as quais tiveram pequenas
evidências de sua existência.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 127
Coroa A11 (engrenagem movida), dente 24, corte
radial
Coroa A12 (engrenagem motora), dente 15,
corte radial
Região do adendo
Região do adendo
Direção do rolamento
Direção da Força de atrito
(a)
Direção do rolamento
Direção da Força de atrito
(b)
Figura 4.8 - Orientação das trincas em relação ao sentido da força de atrito. (a)
Coroa A11 (engrenagem movida) e (b) coroa A12 (engrenagem motora)
Pinhão A11 (engrenagem motora), dente A, corte
radial
Coroa A11 (engrenagem movida), dente C,
corte radial
Região do adendo
Região do adendo
Direção do rolamento
Direção da Força de atrito
(a)
Direção do rolamento
Direção da Força de atrito
(b)
Figura 4.9 - Orientação das trincas em relação ao sentido da força de atrito. (a)
dente A do pinhão A11 (engrenagem motora) e (b) dente C do pinhão A11
(engrenagem motora)
4.3 Rugosidade
STACHOWIAK et al. (2008) relata que a fadiga superficial das engrenagens
tem sido também relacionada à rugosidade superficial, grande rugosidade superficial
Capítulo 4 Resultados e Discussão 128
resulta em baixa vida do componente. Concordando com autores de livros de
elementos de máquina como SHIGLEY (2001), NORTON (2004) e pesquisadores
como SEABRA e BERTHE (1987).
A Tabela 4.6 mostra os parâmetros médios de rugosidade por processo de
fabricação, ou seja, foi realizada uma soma de todas as medições de rugosidade
dos componentes com o mesmo acabamento superficial e calculado o valor médio e
o desvio padrão.
Contudo é importante ressaltar que o emprego de métodos de contato para
determinação de rugosidade no ferro fundido nodular não é recomendado, pois em
experimentos realizados na UTFPR de fadiga de contato em FNA o pesquisador
BRUNETTI (2008) verificou a influência negativa dos nódulos expostos na superfície
nos valores dos parâmetros de rugosidade em suas caracterizações.
Este fato pode ser verificado quando comparados os valores dos parâmetros
de rugosidade entre engrenagens de FNA somente fresadas e as com acabamento
por shaving (Tabela 4.6). Nesta comparação não pode ser verificado a diferença
entre vários parâmetros de rugosidade, porém quando se compara os valores dos
parâmetros de rugosidade para engrenagens de aço para os dois tipos de
acabamento superficial constata-se que o acabamento por shaving é melhor do que
o somente fresado o que por sua vez mostra a influência dos nódulos para as
engrenagens de FNA nos parâmetros de rugosidade.
Tabela 4.6 – Parâmetros de rugosidade das engrenagens no estado de fornecimento
Parâmetro de
Engrenagens de aço
Engrenagens de FNA
Rugosidade
fresamento
Shaving
fresamento
shaving
Ra (m)
1,62 ± 0,56
0,76 ± 0,45
0,94 ±0,26
0,87 ± 0,48
Rz (m)
9,95 ± 2,8
5,17 ± 3,08
6,50 ±1,55
6,16 ±3,77
Rq (m)
2,02 ± 0,66
0,97 ± 0,58
1,20 ± 0,32
1,15 ±0,67
Rk (m)
5,58 ± 2,14
2,49 ± 1,38
2,98 ± 0,95
2,88 ± 1,69
Rpk (m)
2,26 ± 0,97
1,06 ± 0,82
1,20 ± 0,53
2,11 ± 1,67
Rvk(m)
2,61 ± 2,01
1,41 ± 1,58
1,88 ± 0,99
1,05 ± 0,79
Rsm (mm)
0,09 ± 0,03
0,05 ± 0,03
0,09 ± 0,17
0,07 ± 0,04
Capítulo 4 Resultados e Discussão 129
A quantificação da área dos danos por processo de fabricação mostra a
influência do acabamento superficial na resistência à fadiga de contato. Para esta
comparação foi realizada a média do percentual médio dos danos de 4 pares de
engrenagens para cada processo de acabamento (metade de FNA e a outra metade
de aço AISI 8620).
Como pode ser visto na Figura 4.10 as engrenagens fresadas de aço
apresentaram danos a partir do segundo estágio de pitting, enquanto as com
shaving só apresentaram danos a partir do quarto estágio. Dessa forma, pode-se
afirmar que o acabamento superficial por shaving proporciona uma maior resistência
aos danos oriundos da fadiga de contato.
(a)
(b)
Figura 4.10 - Percentual médio de danos (a) Engrenagens de FNA somente fresadas
e por shaving, (b) Engrenagens de Aço somente fresadas e por shaving.
Para as engrenagens de FNA o efeito do acabamento superficial não foi tão
evidente devido a dois fatores principais: (i) o tamanho dos nódulos de engrenagens
fabricadas de lotes diferentes não é homogêneo, (ii) a redução da resistência á
fadiga de contato devido á presença dos nódulos (concentradores de tensão) que
ocasionam uma elevação dos níveis de tensões sub superficiais.
Na busca do entendimento dos fenômenos de desgaste por fadiga de contato
nas engrenagens, serão apresentadas duas análises do acompanhamento dos
parâmetros de rugosidade dos flancos da superfície de contado dos dentes. A
primeira relaciona parâmetros de altura (Rz, Rvk e Rq) com o desgaste dos dentes.
Já a segunda análise busca o entendimento da evolução de parâmetros estatísticos
de rugosidade, provenientes da curva Abbott-Firestone (Rvk), além do parâmetro de
Capítulo 4 Resultados e Discussão 130
espaçamento Rsm, em três regiões diferentes do flanco dos dentes.
Devido ao fato dos pinhões estarem submetidos à maior número de ciclos de
carregamento e descarregamento e, por conseguinte, apresentar maior quantidade
de danos em relação às coroas, será mostrado nos subitens a seguir os resultados
relativos somente aos pinhões.
4.3.1 Rugosidade média em pinhões
Os parâmetros de rugosidade das amostras de FNA foram medidos no estado
de fornecimento e após as etapas de running-in, e de pitting 6 e 10 horas. Para o
aço AISI 860, as medições foram realizadas após os estágios de pitting de 6, 14, 24,
56 e 84 horas.
A Figura 4.11 mostra o comportamento médio dos parâmetros de rugosidade
para pinhões somente fresados e para pinhões que passaram pelo processo de
shaving. O parâmetro Rq foi monitorado, pois conforme mostrado na revisão
bibliográfica, este parâmetro é usado para a determinação do regime de lubrificação,
estes resultados serão mostrados a seguir nesta dissertação.
(a)
(b)
Figura 4.11 - Rugosidade em cada estágio do experimento: (a) Rugosidade média
entre pinhões de aço fresados, (b) Rugosidade média entre pinhões de aço pelo
processo de shaving.
Comparando a Figura 4,11 (a) e Figura 4.11 (b), constata-se que os valores do
parâmetro de rugosidade Rz, após o estágio de running-in reduz sua amplitude e
outros parâmetros seguem também este comportamento, isto ocorre devido à
conformação dos picos das asperezas durante o contato.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 131
Ainda observando a Figura 4.11, percebe-se o crescimento dos parâmetros de
rugosidade após os primeiros estágios de pitting. Este fenômeno ocorre em todas as
engrenagens utilizadas, mas é importante ressaltar que em engrenagens apenas
fresadas o aumento de magnitude destes parâmetros é mais intenso do que em
engrenagens por shaving. Isto ocorre, pois o processo de shaving diminui o
espaçamento entre picos (Rsm) melhorando a distribuição da carga no contato entre
os flancos das engrenagens e um acabamento superficial melhor em comparação
com as engrenagens fresadas.
As Figura 4.12 (a) e (b) mostram o perfil de rugosidade na direção axial da
engrenagem fresada de aço A12, dente B, na região do diâmetro primitivo, no estágio
de fornecimento e após a etapa de running-in, respectivamente. É possível observar
a redução de amplitude do parâmetro Rz após o estágio de amaciamento. Este
fenômeno ocorre em ambos os materiais de engrenagens utilizados (aço 8620 e
FNA).
Comprimento amostral (Lm) = 4 mm Escala = 30 m
(a)
Comprimento amostral (Lm) = 4 mm Escala = 10 m
(b)
Figura 4.12 – Perfil de rugosidade axial no dente B na região do diâmetro primitivo
para a engrenagem fresada A12: (a) no fornecimento, (b) após o running-in.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 132
Seguindo o mesmo raciocínio apresentado acima para as engrenagens de aço
fresadas a Figura 4.13 (a) e (b) mostram o perfil de rugosidade da engrenagem com
acabamento por shaving A21 dente B na região do diâmetro primitivo no estágio de
fornecimento e após a etapa de running-in respectivamente.
Comprimento amostral (Lm) = 4 mm Escala = 20 m
(a)
Comprimento amostral (Lm) = 4 mm Escala = 10 m
(b)
Figura 4.13 - Perfil de rugosidade no dente B na região do diâmetro primitivo para a
engrenagem processada por shaving A21 : (a) no fornecimento, (b) após o running-
in.
MAGALHÃES et al. (2007) estudando a rugosidade de dentes na região
abaixo do diâmetro primitivo, encontraram uma analogia do desgaste dos dentes com
os picos das asperezas. Isto pode ser evidenciado com um significante aumento nos
valores dos parâmetros Rvk e Rz depois do estágio de running-in para o FNA,
indicando a presença de vales profundos, relacionados com os micro-pits e pittings
gerados nos flancos dos dentes.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 133
Os gráficos das Figura 4.14 (a) e (b) mostram que após a etapa de running-in os
parâmetros de rugosidade se elevam somente para as engrenagens de FNA, após o
primeiro estágio de pitting estes parâmetros tentem a aumentar devido ao início da
ocorrência de alguns danos. Isto pode ser evidenciado verificando o comportamento
dos parâmetros Rz e Rvk para as engrenagens de FNA, que apresentam alta
magnitude devido à presença de danos. O que coincide com citação acima dada por
MAGALHÃES et al. (2007).
Um fenômeno diferente ocorre para engrenagens de aço, onde após a primeira
etapa de pitting pode-se verificar que Rz e Rvk diminuem o que indica a ocorrência
de deformação plástica da superfície em contato e, conseqüentemente, a diminuição
da altura dos picos.
(a)
(b)
Figura 4.14. Rugosidade em cada estágio do experimento: (a) Rugosidade média
entre pinhões de FNA fresados, (b) Rugosidade média entre pinhões de FNA com
shaving.
4.3.2 Rugosidade por região do flanco dos dentes em pinhões
4.3.2.1 Parâmetro Rvk
O estudo da rugosidade por regiões no flanco do dente (adendo, diâmetro
primitivo e dedendo) é devido à importância do fator divisor de carga e o efeito do
deslizamento que somente ocorrem no adendo e no dedendo das engrenagens. No
começo e no final engrenamento tem mais de um par de dentes em contato e no
diâmetro primitivo somente um par de dentes está em contato, sendo assim, nesta
região há uma tensão de contato mais elevada.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 134
A Figura 4.15 mostra o comportamento do parâmetro Rvk nas três regiões em
contato (adendo, diâmetro primitivo – dp, e dedendo) para cada material. Os valores
mais altos de rugosidade nas engrenagens fresadas indicam que os danos são mais
intensos do que nas engrenagens com shaving.
(a)
(b)
Figura 4.15 - Parâmetro Rvk em cada região de contato: (a) engrenagem
fresada, (b) engrenagem com shaving.
Ao final das etapas dos ensaios, o parâmetro Rvk (Figura 4.15 (a)) na região do
diâmetro primitivo mostrou-se mais elevados do que na região do adendo, pois é
sabido que no diâmetro primitivo às tensões de contato de Hertz são mais elevadas,
pois nesta região há somente um par de dentes em contato.
Também foi constatado em engrenagens fresadas um desgaste mais severo na
região do dedendo do que no adendo (Figura 4.15 (a)). Esse fato representa o efeito
da cinemática de engrenamento no desgaste do flanco. O desgaste é maior no
dedendo, pois nesta região a direção de rolamento é oposta à direção dos esforços
por atrito.
No caso do acabamento por shaving (Figura 4.15 (b)) foi observado um
comportamento linear do parâmetro Rvk. Essa linearidade ocorreu devido à pequena
quantidade de defeitos encontrados para este acabamento. Caso o ensaio tivesse
sido continuado, provocando mais danos, o Rvk na região do dedendo seguiria a
tendência observada nas engrenagens fresadas, mantendo o seu valor acima do
Rvk da região do adendo.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 135
4.3.2.2 Parâmetro Rsm
Conforme os resultados apresentados nos itens anteriores, o acabamento por
shaving proporciona melhor resistência ao desgaste por fadiga de contato em
engrenagens. Uma das explicações para este fato diz respeito ao parâmetro de
rugosidade Rsm e ao nível de acabamento melhor do que o das engrenagens
fresadas. A Figura 4.16 apresenta os resultados obtidos para este parâmetro ao
decorrer das etapas do ensaio nos dois tipos de acabamento superficial.
(a)
(b)
Figura 4.16- Parâmetro de rugosidade Rsm: (a) Rsm para engrenagem fresada A12,
(b) Rsm para engrenagem com acabamento por shaving A21
De acordo com Figura 4.16 a engrenagem com shaving possui um menor
parâmetro de espaçamento Rsm. Dessa forma uma distribuição de carga melhor do
que em engrenagens somente fresadas, garantindo assim um aumento na
resistência à formação pittings e spallings.
4.4 Pressão de Hertz, espessura de filme e profundidade de trinca
Devido à origem das trincas se situarem próximas à região de máxima tensão
de cisalhamento e a espessura de filme suportar parte da carga de contato, estes
três assuntos (Pressão de Hertz, espessura de filme e as medições de profundidade
de trinca) serão analisados em um mesmo item, pois cada um está correlacionado
com o outro.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 136
4.4.1 Pressão de Hertz
A Tabela 4.7 apresenta os resultados de largura e de tensão de contato, além
da profundidade de máxima tensão de cisalhamento, onde, de acordo com o critério
de escoamento de Tresca, as trincas sub-superfíciais deveriam se nuclear.
Tabela 4.7. Resultados da tensão de Hertz para o contato entre engrenagens de
FNA e aço AISI 8620.
Material
Meia
largura de
contato -
b
[m]
Máxima
pressão
de
contato
[MPa]
Pressão
media
de
contato
[MPa]
Máxima
tensão
de
cisalhamento
[MPa]
Profundidade
máxima da
máxima tensão
de cisalhamento
[m]
FNA
285,98
1419,48
1114,86
431,52
224,78
8620
246,58
1646,29
1292,99
500,47
193,82
4.4.2 Comparação entre a região de máxima tensão cisalhante com as
análises de imagens
A Tabela 4.8 mostra os resultados das médias das medições de profundidade
de trincas de amostras com cortes radiais utilizando o analisador de imagens (Image
Pro-Plus Versão 4.5.0.29), as quais foram separadas por processo de fabricação, por
tipo de material e por componente (pinhão ou coroa).
Tabela 4.8. Profundidade média das trincas na região do diâmetro primitivo.
Processo
Material
Engrenagem
Profundidade média de
trincas (m)
Shaving
FNA
Pinhões
105 ± 38
Coroas
170 ± 30
AISI
8620
Pinhões
192 ± 140
Coroas
147 ± 95
Fresamento
FNA
Pinhões
195 ± 102
Coroas
153 ± 71
AISI
8620
Pinhões
202 ± 95
Coroas
155 ± 170
Capítulo 4 Resultados e Discussão 137
Com os resultados da Tabela 4.7, não é possível afirmar, estatisticamente, que
a mudança no processo de fabricação influenciou a profundidade da ocorrência de
trincas nos dentes das engrenagens. O mesmo raciocínio também pode ser
aplicado, na comparação entre os materiais das engrenagens.
Analisando somente os valores médios entre pinhão e coroas, a Tabela 4.7
sugere que nos pinhões, as trincas ocorrem em profundidades mais elevadas.
Acredita-se que isto ocorre devido ao maior número de ciclos que os pinhões foram
submetidos, pois as trincas medidas nestes componentes foram geradas após uma
primeira fase de danos.
A Figura 4.17 mostra um exemplo deste comportamento para uma
engrenagem de Aço AISI 8620 fresada onde após o primeiro pitting ser formado a
área de contato aparente diminui e a região da máxima tensão de cisalhamento fica
mais profunda originando em mais alguns ciclos um spalling.
Segundo DING e RIEGER (2002) fazendo a correlação entre meia largura de
contato e profundidade spalling, aplicando esta proporção neste trabalho os danos
deveriam estar uma profundidade da superfície para engrenagens de FNA entre 76
a 105 m e para engrenagens de aço de 62 a 86 m, porém os danos se
encontravam a uma profundidade maior.
Figura 4.17 – Micrografia radial da região do diâmetro primitivo do pinhão A11 dente
C mostrando pittings e spalling formados em dois momentos diferentes da vida deste
componente.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 138
Apesar dos pinhões apresentarem maiores níveis de dano, as coroas de FNA
fabricadas por shaving, apresentaram maior profundidade de trinca (Tabela 4.8).
Tendo em vista que o procedimento experimental de corte e análise microscopia foi
o mesmo para todas as amostras, este fato, não pode ser esclarecido até o
momento.
Considerando que durante o contato entre os dentes de engrenagens
ocorrem rolamento e deslizamentos simultâneos, existe um componente de atrito o
qual não é considerado na equação de Hertz para cálculo da tensão de contato.
HAMILTON e GOODMAN (1966) constataram que com a presença de atrito no
contato não - conforme, a posição da tensão cisalhante máxima se aproxima da
superfície com o aumento do coeficiente de atrito.
Desta forma as profundidades das trincas observadas nos dentes das
engrenagens estão coerentes, pois as profundidades médias das trincas
encontradas estão menores do que a profundidade da máxima tensão cisalhante
onde não foi considerado o atrito entre as engrenagens.
Comparando-se os resultados médios de profundidade de trincas com a
profundidade da região de máxima tensão de cisalhamento, constata-se que a
profundidade da região de máxima tensão de cisalhamento é maior para o FNA do
que para o aço, porém as trincas do FNA possuem uma profundidade menor. Este
fato pode ser explicado pela teoria de Hertz considerar que o material analisado seja
contínuo e homogêneo, o que não é o caso dos FNA, devido à presença dos
nódulos.
NEVES (2006) em ensaios do tipo esfera-contra-plano, utilizando amostras de
FNA, constatou que os danos por fadiga na trilha de rolamento geralmente ocorrem
mais em regiões onde os nódulos de grafita possuem maiores diâmetros. Além disto,
este autor conseguiu relacionar seus resultados com o trabalho de DOMMARCO et
al. (2006), o qual propõe que a resistência á fadiga de contato depende da relação
entre área de contato e diâmetro médio dos nódulos. Quanto menor a relação área
de contato por tamanho de nódulos, pior o desempenho sob fadiga de contato das
amostras de FNA.
Para o caso das engrenagens em questão, a proposta de DOMMARCO não se
confirma, pois as engrenagens acabadas pelo processo de shaving, mesmo
possuindo uma razão área de contato por nódulo menor, apresentaram uma vida em
Capítulo 4 Resultados e Discussão 139
fadiga mais elevada que as engrenagens fresadas. Neste caso, o efeito do
acabamento superficial foi mais forte que os efeitos de redução de área devido ao
tamanho dos nódulos.
Este fato do acabamento propocionar uma melhor resistência em fadiga de
contato para engrenagens oriundas do processo por shaving não pode ser
constatado nos valores dos parâmetros para engrenagens de FNA presentes na
Tabela 4.6. Devido ao erro causado nas medições devido à presença dos nódulos,
porém como pode ser verificado para engrenagens de aço o processo de shaving
para engrenagens de aço apresentou melhores resultados de parâmetros de
rugosidade o que induz que para engrenagens de FNA os comportamentos destes
parâmetros de rugosidades deveriam ter a mesma tendência.
Também poderia ser feita uma analogia com o trabalho desenvolvido por
BRUNETTI (2008), o qual constatou que o acabamento da superfície interfere de
maneira significativa nos resultados de desgaste. Em seus experimentos de fadiga de
contato do tipo esfera contra plano BRUNETTI (2008) evidenciou um aumento de
89% na vida das amostras da condição polida em relação às amostras na condição
retificada ensaiadas na mesma condição de contato, porém os diâmetros dos
nódulos eram os mesmos para as amostras com diversos tipos de acabamentos
superficiais, mas vale apena ressaltar a diferença no tamanho dos nódulos que o
autor constatou da superfície para o núcleo de todas as amostras, possivelmente
devido à diferente taxa de resfriamento da superfície para o núcleo na etapa de
solidificação.
4.4.3 Espessura de filme de óleo
Com os dados obtidos na Tabela 3.19, foi possível calcular a espessura do filme
de óleo lubrificante na região do diâmetro primitivo. A Tabela 4.9 apresenta os
resultados dos cálculos de espessura de filme para os dois tipos de materiais.
Capítulo 4 Resultados e Discussão 140
Tabela 4.9 – Espessura mínima de filme de óleo lubrificante para engrenagens de
FNA e Aço AISI 8620.
Unidade
FNA
Aço
AISI
8620
0,54 0,7 0.43
min
0,13
0.03
1,63 .( )
'
n
pv
Nr
oVe
h
X w E
m
(valor
convertido)
0,131
0,130
A Tabela 4.10 apresenta os valores do parâmetro de filme (λ) para os oito
pares de engrenagens estudadas. Estes parâmetros foram calculados a partir das
Equações 2.11 e 2.12, e dos valores dos parâmetros Rq de cada par em contato na
região do diâmetro primitivo.
Tabela 4.10 - Resultados do parâmetro de filme (λ) na região do diâmetro
primitivo.
Código
Fornecimento
Running-in
1º
Pitting
2º
Pitting
3º
Pitting
4º
Pitting
5º
Pitting
A11
0,10
0,12
0,10
0,10
0,09
0,06
0,06
A12
0,05
0,09
0,07
0,11
0,11
0,06
0,03
A21
0,08
0,15
0,18
0,19
0,18
0,17
0,18
A22
0,08
0,14
0,28
0,12
0,16
0,15
0,14
F11
0,07
0,19
0,13
0,02
F12
0,08
0,17
0,12
0,04
F21
0,07
0,26
0,21
0,16
F22
0,06
0,22
0,22
0,14
Segundo HUCHINGS (1992) o regime de lubrificação elastohidrodinâmica
(EHD) é o mais freqüente em engrenagens na região do engrenamento. Quando há
quebra do filme de óleo, o regime de lubrificação torna-se a lubrificação limite, onde
quase toda a carga é suportada principalmente pelas asperezas. Porém na região do
diâmetro primitivo há somente rolamento puro, conforme AMERICAN SOCIETY FOR
METALS (2002) devido óleo ser não compressível, não amortecerá a pressões
exercidas na área de puro rolamento e o contato entre as asperezas ocorreram.
Os valores dos parâmetros de filme (λ) da Tabela 4.10 na região do diâmetro
primitivo são semelhantes aos encontrados pelos autores KRISHNAMURTHY e
REAO (1991), os quais constataram, que em seus experimentos o parâmetro de filme
Capítulo 4 Resultados e Discussão 141
() era menor que 1, ou seja, o regime de lubrificação era o limite (ou limítrofe) na
região do diâmetro primitivo (região a qual ocorre puro rolamento).
A Figura 4.18 mostra o comportamento do parâmetro de filme para
engrenagens de aço AISI 8620 somente fresadas (Figura 4.18 (a) e (b)) e também
com acabamento por shaving (Figura 4.18 (c) e (d)). Constata-se um aumento do
parâmetro de filme nas primeiras etapas de ensaio de fadiga. Este fenômeno ocorre
devido à remoção dos picos mais elevados neste período, o que diminui o valor da
rugosidade combinada. Com o decorrer das etapas de pitting, fica evidenciada uma
tendência de diminuição do parâmetro de filme. Este fenômeno ocorre devido à
formação de danos na superfície (pittings, spallings, riscos, etc.), os quais
proporcionam um aumento da rugosidade combinada * e, por conseqüência, uma
diminuição do parâmetro .
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 4.18 – Parâmetro de espessura de filme () para diversos pares de
engrenagens de aço AISI 8620. (a) A11, (b) A12, (c) A21 e (d) A22.
A Figura 4.19 mostra o comportamento do parâmetro de espessura de filme
para engrenagens de FNA somente fresadas (Figura 4.19 (a) e (b)) e também com
acabamento por shaving (Figura 4.19 (c) e (d)).
Capítulo 4 Resultados e Discussão 142
Uma tendência muito similar á observada para os aços, se repete aqui.
Diminuição do parâmetro filme após as etapas de pitting, porém um abrupto aumento
do parâmetro de filme somente na etapa de running-in. A queda no parâmetro de
filme já nas primeiras etapas de pitting ocorre devida á presença de danos precoces
neste material em relação ao aço AISI 8620.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 4.19 - Parâmetro de espessura de filme (a) Par F11, (b) Par F12, (c) Par F21,
(d) Par F22.
Ainda observando as Figura 4.18 e 4.19, e fazendo uma comparação por
processo de fabricação, pode-se constatar que as engrenagens fabricadas por
shaving possuem um maior parâmetro de espessura de filme, pois como já
comentado anteriormente, estas engrenagens possuem um espaçamento entre picos
(RSm) menor do que as fresadas. Esta alteração na superfície produz uma melhoria
na distribuição da carga, pois haverá um maior número de picos em contato, o que
acarreta em uma redução nas tensões e um aumento na resistência á formação
pittings e spallings.
Capítulo 5 Conclusões 143
5 CONCLUSÕES
A identificação da evolução dos danos nos flancos das engrenagens através
de medições de rugosidade foi adequada, porém a técnica de análise de imagens
dos flancos apresentou algumas vantagens como à quantificação dos danos de
pitting e spalling e foram usadas para comparar a resistência a estas falhas entre os
materiais das engrenagens.
Os parâmetros Rz e Rvk tendem a diminuir sua magnitude nos estágios iniciais
dos experimentos. Entretanto, com o decorrer do ensaio, seus valores aumentam
abruptamente evidenciando que os danos estão próximos a ocorrer ou que eles já
estão aparentes.
O comportamento do parâmetro Rvk na região do diâmetro primitivo mostra que
seus valores são mais elevados do que na região do adendo. Este fato pode ser
considerado adequado, pois é sabido que no diâmetro primitivo às tensões de
contato de Hertz são mais elevadas, pois nesta região há somente um par em
contato, enquanto no engrenamento (o qual ocorre nas regiões do adendo e
dedendo) existe mais do que um par de dentes em contato, pois a razão de contato
(a qual expressa o número médio de pares de dentes em contato durante o
engrenamento) entre a coroa e o pinhão com modificações no adendo é de 1,46, ou
seja, um segundo par de dentes entre em contato antes que o primeiro tenha saído.
Este comportamento do parâmetro Rvk na região do diâmetro primitivo foi observado
em 87% dos casos envolvendo pinhões e coroas com acabamento por shaving ou
somente fresadas.
Verificou-se que uma maior presença de vales profundos (pitting e spalling) na
região do dedendo do que na região do adendo. Este fato ocorre devido à direção de
rolamento ser oposta à força de atrito na região do dedendo. Desta forma o
comportamento dos parâmetros de rugosidade foi similar nas regiões de diâmetro
primitivo e de dedendo.
Pode-se concluir que o acabamento superficial tem forte influência na origem
dos danos por fadiga de contato (pitting e spalling), as engrenagens com shaving
obtiveram uma melhor resistência ao desgaste do que engrenagens fresadas. Isto
ocorre, pois as engrenagens por shaving apresentam um Rsm e parâmetros de altura
Capítulo 5 Conclusões 144
de rugosidade menores, o que proporciona uma distribuição de carga mais uniforme
no flanco do dente e maior parâmetro de espessura de filme (λ).
O efeito da rugosidade em engrenagens de FNA não foi tão obvio quanto nas
engrenagens de aço. Isto ocorreu pela diferença de tamanho e quantidade dos
nódulos entre as engrenagens fabricadas por shaving e as fresadas.
Devido a esta divergência entre tamanho e quantidade dos nódulos, foi possível
calcular a redução da área aparente de contato não considerada pela teoria de Hertz.
Para engrenagens somente fresadas esta redução da área de contato foi de 12% e
para engrenagens com acabamento por shaving foi de 15%. O que ocasiona para as
engrenagens com shaving uma maior tensão suportada pela matriz e por
conseqüência uma menor resistência à fadiga de contato. Entretanto como o
espaçamento entre de picos e a os parâmetros de altura de rugosidade no
acabamento por shaving é menor, estas engrenagens apresentaram uma menor área
danificada, o que sugere que a influência da rugosidade foi maior do que a diferença
de tamanho de nódulo na resistência ao desgaste.
Os resultados do parâmetro de filme λ demonstram que o regime de
lubrificação, na região do diâmetro primitivo, é o limite (ou limítrofe) tanto para
engrenagens por shaving quanto para as fresadas. Entretanto, as engrenagens
fabricadas por shaving possuem um maior valor de λ no final das etapas dos ensaios,
ocasionado por causa os parâmetros de altura de rugosidade são menores para este
processo de fabricação, proporcionando um suporte de carga melhor, resultando em
uma resistência ao desgaste superior.
Ao final dos ensaios foi constatado que as engrenagens de aço AISI 8620
cementadas e temperadas pelos dois processos de fabricação, apresentaram uma
maior resistência ao pitting do que engrenagens de FNA. Exames na seção radial das
superfícies desgastadas mostraram que no FNA um elevado número de trincas sub-
superfíciais foram formadas, e estas têm origem na matriz próxima aos nódulos de
grafita e sua propagação se dá pela conexão de nódulos vizinhos, resultando em
uma grande remoção de material. Por outro lado, no aço AISI 8620, as trincas têm
origem na superfície, e seu crescimento é restrito na camada cementada, resultando
um destacamento de pequenas porções de material.
Do ponto de vista das comparações de desempenho quanto à fadiga de contato
realizada neste trabalho, os resultados obtidos confirmam as informações da
Capítulo 5 Conclusões 145
literatura, tanto em relação aos materiais, quanto ao tipo de acabamento superficial,
mas, além disto, confirmam também que a metodologia desenvolvida e a seqüência
de análises são adequadas para o estudo da fadiga nas engrenagens.
Sugestões para Trabalhos Futuros 146
6 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS
Análise do óleo para buscar correlações entre o tipo de desgaste, as
características do óleo e as formas dos debris.
Nas análises metalográficas fazer uma amostra radial percorrendo os 14 mm
da largura da face o que não ocorreu nesta dissertação, pois no mesmo dente
foi cortada uma amostra radial com no mínimo 5 mm e depois na parte
restante foi feita uma amostra axial.
Estudos das perdas por atrito nas engrenagens e determinação do coeficiente
de atrito conforme MAGALHÃES et al. (2007).
Fazer ensaios com coroa de FNA e pinhão de Aço e verificar a ocorrência de
pitting na coroa.
Estudar engrenagens de aço com tratamentos duplex conforme
KRISHNAMURTHY e REAO (1991), onde os resultados mostraram-se
superiores no quesito à resistência à fadiga de contato.
Referências 147
PRODUÇÃO CIENTÍFICA NO PERÍODO
SANTOS, T. M. C. A.; KODA, F.; SILVA, C. H. “Desenvolvimento de Equipamento
para Estudo do Fenômeno de Fadiga de Contato Utilizando Sistemas Tribológicos
com Engrenagens”. IX Seminário de Iniciação Científica e Tecnológica, Universidade
Tecnológica Federal do Paraná – UTFPR, Vol. 1, 2006.
BRANDALIZE, G.G.; KODA, F.; SILVA, C. H. “Desenvolvimento de um sistema de
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.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 153
APÊNDICE A - Comissionamento e Condicionamento do tribômetro.
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO .................................................................................................. 154
2 REVISÃO DA LITERATURA ............................................................................. 155
2.1 Condicionamento................................................................................................................. 155
2.1.1 Recebimento (qualitativo): ............................................................................................... 155
2.1.2 Preservação: ................................................................................................................... 155
2.1.3 Inspeção mecânica: ......................................................................................................... 156
2.1.4 Inspeção funcional: .......................................................................................................... 156
2.2 Comissionamento ................................................................................................................ 156
2.2.1 Inspeção mecânica .......................................................................................................... 156
2.2.2 Inspeção funcional ........................................................................................................... 157
2.2.3 Start-up ............................................................................................................................ 157
2.2.4 Teste de desempenho ..................................................................................................... 157
2.3 Etapas que envolvem o condicionamento e comissionamento .......................................... 157
3 MATERIAIS E MÉTODOS ................................................................................ 158
3.1 Condicionamento e Comissionamento................................................................................ 158
3.1.1 Condicionamento ............................................................................................................. 158
3.1.2 Etapas que envolvem o condicionamento e comissionamento ...................................... 159
3.1.3 Comissionamento ............................................................................................................ 161
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ........................................................................ 162
4.1 Condicionamento................................................................................................................. 162
4.1.1 Recebimento (qualitativo) ................................................................................................ 162
4.1.2 Preservação .................................................................................................................... 163
4.2 Etapas que envolvem o Comissionamento e Condicionamento ......................................... 164
4.2.1 Inspeção mecânica .......................................................................................................... 164
4.3 Comissionamento ................................................................................................................ 171
4.3.1 Start-up ............................................................................................................................ 171
4.3.2 Teste de desempenho ..................................................................................................... 171
4.3.3 Operação assistida .......................................................................................................... 177
5 CONCLUSÕES ................................................................................................. 178
REFERÊNCIAS ....................................................................................................... 179
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 154
1 INTRODUÇÃO
Este relatório tem como objetivo apresentar os resultados do desenvolvimento
do equipamento para ensaio de fadiga de contato com engrenagens denominado de
FZG-LASC e desenvolvido em parceria com as empresas: Fundições Tupy Ltda e
Wieser & Pichler CIA Ltda.
Dentro deste contexto, de uma aplicação de um ensaio tribológico que
contemple um rigoroso controle das variáveis do sistema e que minimize as
imperfeições nas interpretações de resultados, utilizando não um corpo-de-prova
com geometria simplificada (pino, discos, esferas, anéis, etc.), mas sim o próprio
componente a ser estudado.
Então foi desenvolvida uma máquina de fadiga de contato em engrenagens
intitulada FZG, pois foi baseada no mesmo principio da mesma, ou seja, recirculação
de potência. Porém como este tribômetro é um equipamento não usual nas
indústrias e laboratórios no Brasil o condicionamento e comissionamento deste
equipamento tornam-se um fator decisivo para evitar falhas durante operação, mau
uso e instalação incorreta, etc.
No Brasil atualmente verifica-se que as instalações e os equipamentos são
fabricados e montados sem um plano de condicionamento e comissionamento do
equipamento ou instalação o que pode ocasionar atrasos e grandes prejuízos como
multa, perda de produção, baixa eficiência do sistema e subsistemas.
Devido a este equipamento ser uma fabricação pioneira no Brasil, pois os
equipamentos existentes em nosso país geralmente são comprados fora de nosso
país, este plano de condicionamento e comissionamento podem acarretar melhorias
ao equipamento e a produção cientifica que ele é engajado.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 155
2 REVISÃO DA LITERATURA
2.1 Condicionamento
As comunidades da área de petróleo desenvolveram procedimentos
ferramentas de forma a garantir a entrada em operação no prazo previsto, estas
atividades foram denominadas na Petrobrás de condicionamento e as outras irmãs
da área de Petróleo denominaram de pré-comissioning. (JUNIOR, 2006).
Daí a razão do termo “condicionamento” os sistemas/ subsistemas estarem em
condições de entrar em funcionamento, estarem condicionados. A Figura 2.1 mostra
todas as etapas que contemplam este plano.
Figura 2.1 – Etapas do condicionamento (JUNIOR, 2006).
2.1.1 Recebimento (qualitativo):
Conjunto de atividades de inspeção visando a garantir que os equipamentos
instrumentos vieram conforme os especificados e comprados, consiste em comparar
os equipamentos com os documentos de compras, folhas de dados com o objetivo de
ter a certeza que o que foi recebido está de acordo com o comprado.
2.1.2 Preservação:
Conjunto de atividades visando garantir a integridade e funcionabilidade dos
equipamentos e itens da planta de processo consiste em armazenamento adequado,
proteção contra danos mecânicos no local de montagem, proteção contra maresia e
oxidação engraxamento e lubrificação, enfim tudo necessário para garantir a sua
integridade.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 156
2.1.3 Inspeção mecânica:
Conjunto de atividades de inspeção e certificações que visam garantir que a
obra foi construída de acordo com o projeto. Conferir detalhe de montagem, ligação
de cabos aterramento, alinhamento etc.
2.1.4 Inspeção funcional:
Conjunto de atividades visa garantir a funcionabilidade dos equipamentos e
itens da planta de processo: aferir e calibrar instrumentos, teste dos equipamentos
elétricos e mecânicos, teste de malhas são as atividades mínimas para sistemas e/ou
subsistema estejam aptos para entrar em operação.
2.2 Comissionamento
Termo conhecido na engenharia, como o trabalho feito por um grupo de
pessoas (uma comissão), para colocar em operação um subsistema e/ou sistema
e/ou uma planta de processo. Essa comissão normalmente é formada por membros
da montadora, da operação, da engenharia e de uma firma especializada (firma de
comissionamento).
Normalmente essa comissão é formada na fase final da obra (aos 95 %). A
Figura 2.2 mostra as etapas evolvidas no comissionamento tradicional
Figura 2.2 – Etapas do comissionamento (JUNIOR,2006).
2.2.1 Inspeção mecânica
Conjunto de atividades de inspeção que visa garantir que o equipamento foi
montado de acordo com o projeto. Conferir detalhe de montagem suportará ligação
de cabos aterramento, alinhamento etc.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 157
2.2.2 Inspeção funcional
Conjunto de atividades visando garantir a funcionabilidade dos equipamentos e
itens da planta de processo: aferir e calibrar instrumentos, teste dos equipamentos
elétricos e mecânicos, teste de malhas, são todos os testes a frio (testes feito
somente com a tensão de controle) dos equipamentos e instrumento.
2.2.3 Start-up
Conjunto de operações para colocar em operação os equipamentos de sistema
e/ou um subsistema de uma planta de produção, e realizar os primeiros testes com
carga dos equipamentos testando cada uma isoladamente (testes a quente)
medindo a temperatura dos mancais, vibração, velocidade dos motores etc.
2.2.4 Teste de desempenho
Conjunto de atividades visando a testar a desempenho dos sistemas e
subsistemas de uma planta de processo, ou seja, fazer todos os testes e as
averiguações do conjunto para ver se atende os parâmetros de operação
especificados em projeto, pressão, vazão temperatura.
2.3 Etapas que envolvem o condicionamento e comissionamento
A Figura 2.3 mostra como o plano de condicionamento se relaciona com o
comissionamento, todas as etapas de cada um destes planos serão detalhadas
mostrando a realidade do equipamento de fadiga de contato FZG.
Figura 2.3 – Relacionamento entre condicionamento e comissionamento
(JUNIOR, 2006).
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 158
3 MATERIAIS E MÉTODOS
Este capítulo apresentará os métodos utilizados para o condicionamento e
comissionamento da máquina de ensaio de engrenagens.
3.1 Condicionamento e Comissionamento
Neste item serão apresentados às etapas de comissionamento e
condicionamento da máquina FZG-LASC. As quais que têm o intuito de garantir que
os sistemas e subsistemas do tribômetro estejam em condições de entrar em
funcionamento, ou seja, estarem condicionados e comissionados.
3.1.1 Condicionamento
O condicionamento da máquina de ensaio de fadiga consiste de duas etapas
principais: Recebimento e Preservação. Na etapa de recebimento foram verificadas
as especificações dos equipamentos conforme o projeto. Para a preservação dos
componentes da máquina foram utilizados os manuais de instruções dos
equipamentos (Inversor de freqüência, motor e do tic 17) e realizadas medições de
algumas dimensões principais, as quais estão comentadas nos resultados do
condicionamento. O intuito do condicionamento é detectar possíveis não
conformidades, preservar e garantir a funcionabilidade do tribômetro FZG-LASC. A
Figura 3.1 mostra de forma esquemática as etapas de recebimento e preservação.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 159
CONDICIONAMENTO
Recebimento
Preservação
Motor
Inversor
Peças da máquina
Etc..
Eixos da máquina
Fiação elétrica
Selos Mecânicos
Motor elétrico
Placa de aquisição
Figura 3.1 – Metodologia para etapas de condicionamento.
3.1.2 Etapas que envolvem o condicionamento e comissionamento
Observam-se na Figura 3.2 as atividades que compreendem tanto o
condicionamento e comissionamento com intuito de permitir no start-up e teste de
desempenho certa confiabilidade dos sistemas e subsistemas da máquina de
ensaio, foi realizada uma inspeção mecânica e funcional de alguns componentes.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 160
CONDICIONAMENTO e COMISSIONAMENTO
Inspeção mecânica
Inspeção Funcional
Alinhamento dos eixos
engrenagens
Instalação elétrica
Vedações
Teste de pontos de energia
Teste dos controladores de
temperatura
Teste de pressão
Teste para verificação de aplicação de
torque
Medição de pesos
Teste de estanqueidade
Teste da resistência de isolamento do
motor
Teste de tensão do transformador e
variac
Teste de continuidade
Ligações elétricas
Sistema de refrigeração
Instalação do Tic 105
Pesos
Figura 3.2 – Metodologia para etapas que pertencem ao Condicionamento e
Comissionamento.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 161
3.1.3 Comissionamento
Com o intuito colocar em operação a máquina FZG-LASC foi realizado o
comissionamento o qual consiste em atividades como start-up e teste de
desempenho. O teste de desempenho tem como objetivo assegurar que no momento
dos ensaios, cada sistema esteja operando de forma adequada. Estas etapas estão
detalhadas de acordo com o apresentado na Figura 3.3.
COMISSIONAMENTO
Start - up
Teste de
desempenho
Velocidade do motor
Corrente no motor
Tensão de saída
Potência de saída
Motor
Controle de
Temperatura
Torque no motor
Sistema para elevar
a tensão
Sistema para
aplicação do torque
Sistema de
resfriamento
Danos nos flancos
das engrenagens
Operação Assitida
Não há este item, pois
é usada pelo fabricante
Figura 3.3 – Metodologia para etapas do Comissionamento.
Para a realização dos testes a quente (teste de desempenho) na máquina FZG
foram utilizados os mesmos parâmetros para o ensaio de running-in e pitting, que
foram descritos na parte de materiais e métodos desta dissertação, porém com
engrenagens fornecidas para teste pela Wieser & Pichler CIA Ltda.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 162
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
O tribômetro foi condicionado e comissionado os subitens a seguir mostram os
resultados das etapas que envolvem o condicionamento, condicionamento e
comissionamento e somente o comissionamento.
4.1 Condicionamento
4.1.1 Recebimento (qualitativo)
Foram recebidos todos os equipamentos solicitados conforme as especificações
da equipe que projetou a máquina dentre os equipamentos constam:
Inversor de trifásico de 380 V para motor de 7,5 CV da WEG;
Motor trifásico de 220/380 V de 7,5 CV de alto rendimento da WEG;
Partes usinadas conforme dimensões de projeto;
Mesa com junções soldadas sem defeitos;
Retentores para eixo de 30 mm;
Rolamentos axiais sem blindagem para eixo de 30 mm;
Sistemas de amortecimento de vibração (vibra stop);
Junção elástica para o motor;
Chavetas duplas para os eixos torçores;
Flange para aplicação de torque;
Alavanca de travamento para aplicação de torque;
Alavanca para aplicação de torque;
Pesos;
Computador para instalação de supervisório;
Placa para aquisição de temperatura;
Programa no Labview para monitoração e controle da resistência;
Resistências elétricas do tipo tubular de 1000 W 220V (bifásica);
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 163
4.1.2 Preservação
4.1.2.1 Eixos da máquina
Todos os eixos devem ser recobertos por uma película de vaselina para
proteção contra corrosão e os corpos de prova (engrenagens) devem ser imersas no
óleo para a mesma finalidade.
4.1.2.2 Fiação elétrica
A fiação elétrica deve ser enumerada, e os fusíveis guardados em lugares
secos e sem perigo de choque, o inversor deve ser guardado na caixa do fabricante.
4.1.2.3 Selos mecânicos
Os retentores devem se guardados em ambiente isento de irradiação
ultravioleta para evitar ressecamento e trincas nos lábios.
4.1.2.4 Motor elétrico
O motor elétrico por possuir um IP 55, deve ser armazenado em ambientes a
prova de inteires e umidade, com intuito de evitar um curto na hora da ligação. O óleo
de ensaio deve ser guardado lacrado e em caso de abertura deve ser pré-aquecido
para retirar a umidade.
Se os motores não forem imediatamente instalados, devem ser armazenados
em local seco, isento de poeira, vibrações, gases, agentes corrosivos dotados de
temperatura uniforme, colocando-se em posição normal e sem encostarem-se a eles
outros objetos.
A temperatura de estocagem do motor deve ficar entre 5º C e 60ºC, com
umidade relativa não excedendo a 50%.
No caso de motores com mais de dois anos em estoque deve-se trocar os
rolamentos ou substituir totalmente a graxa lubrificante após a limpeza.
Recomenda-se que o eixo do motor seja girado (com a mão) pelo menos uma
vez por mês e sua resistência de isolamento medida antes de sua instalação, no caso
de motores estocados há mais de 6 meses ou sujeitos à condição de umidade
desfavorável.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 164
4.1.2.5 Placa de aquisição de temperatura
A placa para aquisição de dados do termo resistor deve ser mantida longe de
umidade.
4.2 Etapas que envolvem o Comissionamento e Condicionamento
4.2.1 Inspeção mecânica
4.2.1.1 Alinhamento dos eixos
Através de paquímetro, micrometro e relógio comparador serão verificadas as
dimensões funcionais do equipamento, bem como diâmetro dos eixos, para verificar
se a máquina está alinhada conforme o projeto.
4.2.1.2 Engrenagens
Com o intuito de verificar as engrenagens no estado de recebimento, se pega o
projeto das engrenagens conforme desenho feito no software Mechanical Desktop
6.0 Power Pack e faz-se uma sobreposição com as engrenagens recebidas
colocadas no projetor de perfil com um aumento de 10 vezes, para se fazer um
controle dimensional indireto. A Figura 4.1 mostra uma sobre posição de um pinhão
recebido (em vermelho) com o pinhão projeto (em preto).
Figura 4.1 – Sobreposição da engrenagem recebida (em vermelho) com a
engrenagem projetada (em preto)
4.2.1.3 Instalação elétrica
A ligação dos enrolamentos do motor trifásico de 10 CV foi do tipo estrela (Y),
devido a problemas com compatibilidade da rede, pois o inversor é 380 V trifásico e o
circuito elétrico não possui este barramento. Foi necessário utilizar um transformador
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 165
trifásico 220 V/380 V de 5kVA e um Variac trifásico com capacidade de variação até
380 v de 3 KVA.
O transformador e o Variac foram instalados na configuração em paralelo, ou
seja, as fases RST do transformador se conectaram cada uma com as fases RST do
Variac (porém é importante ressaltar que tanto o transformador como o Variac devem
ter 380 V na saída). Esta instalação foi necessária devido a problemas com a
magnitude da corrente no motor, ver Figura 4.2.
As proteções básicas foram adotadas para se evitar danificação dos
equipamentos. No quadro elétrico foi instalado um disjuntor trifásico de 30A, na
entrada do transformador foram instalados fusíveis de 10 Amperes e no Variac foram
instalados fusíveis de 4 Amperes na saída.
Figura 4.2 – Esquema trifilar de ligação da Máquina FZG.
4.2.1.4 Vedações
Papelão hidráulico (NA 1041 sem amianto da marca TEADIT) em todas as
partes da caixa aonde entrou em contato com as tampas para garantir a
estanqueidade da caixa de ensaio e da caixa motora são utilizadas bem como
silicone para altas temperaturas (Vermelho da marca SILOC para altas
temperaturas), conforme Figura 4.3.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 166
Figura 4.3 – montagem das vedações nas caixas.
4.2.1.5 Sistema de refrigeração
Devem-se verificar os pontos de solda na tubulação de cobre, bem como a
fixação deste sistema na tampa superior da máquina, verificar se a tubulação não
está interferindo nas engrenagens o que poderia ocasionar o rompimento dos tubos
durante o ensaio.
4.2.1.6 Instalação do tic 105
A instalação do tic 17 é conforme a Figura 4.4 os números correspondem aos
bornes deste equipamento, foi utilizado fiação de 2,5 mm e baguetes para melhor
fixação no dispositivo.
Fase 1
Fase 2
Carga
Sensor
Relé
Pólos da
resistência
Figura 4.4 - Instalação do TIC.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 167
4.2.1.7 Pesos
A aplicação do torque é feita por meio de um braço de alavanca juntamente com
pesos desenvolvidos pelo próprio LASC (Figura 4.5). O objetivo da aplicação do
torque é provocar a pressão correta nas faces dos dentes das engrenagens conforme
o estágio de ensaio desejado, estágios estes que são classificados conforme o
torque aplicado ao eixo.
Figura 4.5 – Pesos fabricados pelo LASC e braço de alavanca.
Para o correto cálculo das massas a serem fabricadas, o braço de alavanca, o
eixo e as massas foram modelados com o auxílio de um software CAD (Figura 4.6).
Tal cálculo é necessário para a correta determinação do centro de massa do sistema
que, juntamente às massas, nos fornece o torque aplicado ao eixo.
Figura 4.6 – Modelagens para o cálculo do torque aplicado.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 168
4.2.1.8 Inspeção funcional
Os testes realizados a frio, aferição e calibração dos instrumentos, vão desde
testes mecânicos, elétricos e eletrônicos, pois esta máquina possui estes três
campos da engenharia estes estão descritos nos subitens a seguir.
4.2.1.9 Teste de pressão
Neste ensaio foi utilizado compressor de ar de borracharia para injeção de ar
comprimido na tubulação quando ela estava imersa em recipiente cheio de água
muito utilizado por reparadores de pneu, se houvesse algum vazamento nas junções
soldadas haveria desprendimento de bolhas o que não foi o caso. O sistema de
resfriado após fabricação é mostrado na Figura 4.7.
Figura 4.7 - Tubulação para o sistema de resfriamento.
4.2.1.10 Teste de pontos de energia
Foi utilizado multímetro digital para conferir todos os pontos de energia e
verificar se as fases estavam na seqüência correta. Constatou – se neste momento
que a régua invertia as fases o que poderia ocasionar danos para o inversor, motor e
demais equipamentos elétricos.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 169
4.2.1.11 Teste dos controladores de temperatura
O controlador de uma caixa é o tic 17 e do outra caixa de ensaio o sistema com
supervisório Labview, para o tic 17 foi medido as tensões na saída do relé que aciona
a resistência, este tic 17 permite mudar a máxima temperatura e a mínima dentre
outros parâmetros. A tensão da saída foi de 220 V bifásico de acordo com o
esperado mostrando que o sistema está operacional.
4.2.1.12 Teste para verificação de aplicação de torque
Foi aplicada a carga e fechado os três parafusos para fixação do torque o
sistema de torque mostrou-se satisfatório, pois não houve movimentação estranha
demonstrando perda de torque.
4.2.1.13 Medição de pesos
Para medição dos pesos foi utilizada uma balança digital o que mostrou que os
pesos estavam adequados para o uso no sistema de aplicação de torque.
4.2.1.14 Verificação de estanqueidade das caixas
Foi preenchida com óleo ISO VG 100, e não houve constatação de pontos de
vazamento. Então se resolveu aquecer mais o óleo, pois se sabe que com o aumento
de temperatura o óleo fica menos viscoso, mas mesmo assim não foi constatado
vazamento nem pelas gaxetas e retentores.
4.2.1.15 Teste da resistência de isolamento do motor
Medir a resistência da isolação antes de por o motor em serviço e/ou quando
haja qualquer pequeno indicador de umidade no bobinado de ser conforme a
Equação 4.1.
(20. )/(1000/2 )[ ]( . . . .500 . )Ri U P Mohm MedidocomMEGGERa Vcc
Equação 4.1
onde:
U= tensão em (V).
P=potência (kW).
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 170
4.2.1.16 Teste de tensão do transformador e variac
Utilizou-se um multímetro digital para verificar tensões do transformados e do
variac a vazio (sem carga), as tensões de entrada tanto para o transformador e
Variac forma elevadas de 220 para 380 v trifásico, mostrando que o sistema para
alimentação do inversor estava conforme o especificado.
4.2.1.17 Teste de continuidade de fusíveis
Foi utilizado um multímetro digital para medição de continuidade dos fusíveis de
proteção do transformador (10 A) e do variac (4 A) e verificou-se que o filamento
interno dos fusíveis não estava rompido, o que demonstrou que o sistema poderia ser
ligado, sem maiores danos.
4.2.1.18 Medição de resistência dos aquecedores
Utilizou a mesmo procedimento do adotado para os fusíveis, verificou-se em um
ensaio que a resistência queimou demonstrando que a resistência falhou, foi trocada
a resistência e o sistema de aquecimento voltou a ficar operacional.
4.2.1.19 Ligação do computador e placa de aquisição de dados
Testou-se após um ensaio piloto o computador e a placa de dados (Figura 4.8).
Foi aberto o arquivo contendo os dados referentes ao ensaio piloto e tudo estava
conforme, o que demonstra que o sistema estava operacional e não apresentando
falhas.
Figura 4.8 - Computador de controle e placa de aquisição de dados.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 171
4.3 Comissionamento
4.3.1 Start-up
Os testes com carga do equipamento (teste a quente) foram realizados através
do inversor de freqüência, sensores de temperatura e inspeção visual. O inversor nos
fornece todos os dados do motor e possíveis faltas que possa acontecer, entre os
parâmetros fornecidos pelo inversor de freqüência são:
Velocidade do motor
Corrente no motor
Tensão de saída
Potencia de saída
Torque no motor
Dentre outros,
4.3.2 Teste de desempenho
Os testes de desempenho dos sistemas e subsistemas da máquina FZG, ou
seja, os testes e as averiguações do conjunto para ver se atende os parâmetros de
operação especificados em projeto, torque, controle de temperatura, sistema de
resfriamento, controle do motor foi dividido nos seguintes subsistemas a seguir.
4.3.2.1 Motor
Utilizando o inversor de freqüência e software de supervisório Labview, foram
monitorados alguns parâmetros do motor conforme Tabela 4.1.
Tabela 4.1 – Parâmetros monitorados pelo Labview.
Código do Parâmetro
Parâmetro Monitorado
P003
Corrente do Motor
P007
Tensão de Saída
P009
Torque no Motor
P010
Potência de Saída
O gráfico de corrente pelo tempo mostra que o motor se comportou dentro de
sua faixa de operação nominal (Figura 4.9).
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 173
Figura 4.11 – Potência.
Figura 4.12 - Tensão de Saída.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 174
4.3.2.2 Controle de temperatura
Através do sistema de controle utilizando o software Labview e a placa com
circuito com relé para acionamento da resistência e circuito de conversão analógico
para digital para que o software consiga interpretar estes dados e armazenados
(Figura 4.13).
Figura 4.13 – Placa de conversão de analógico para digital e acionamento da
resistência.
O sistema de controle de temperatura comportou-se de forma adequada em
todos os ensaios, a Figura 4.14 mostra a temperatura em uma das caixas de ensaios
em um ensaio de 14 horas.
Figura 4.14 – Monitoramento de temperatura.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 175
4.3.2.3 Sistema para elevação de tensão
O inversor ligou normalmente não acusando subtensão e como a tensão
nominal de operação nominal do inversor é de 380 V (Figura 4.15), isto mostra que
conseguimos elevar a tensão e ainda fornecer os 10kVA necessários para partida do
motor com carga. Mas não obstante foram medidas as tensões de saída do
transformador e do variac separados e depois ligados em paralelo (arranjo muito
utilizado em navios, pois aumenta a confiabilidade do sistema o que era necessário).
Figura 4.15 - Transformador e variac ligados em paralelo.
4.3.2.4 Sistema de aplicação de torque
O sistema de aplicação de torque foi adequado facilitando cálculos de torque e
mantém o torque necessário para a ocorrência de danos nos flancos dos dentes das
engrenagens a Figura 4.16 mostra aplicação de torque na máquina FZG.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 176
Figura 4.16 – Pesos aplicando torque desejado.
4.3.2.5 Sistema de resfriamento
Para a refrigeração das caixas motora e movida da máquina FZG foi executado
o projeto do trocador de calor conforme Figura 4.17, o líquido refrigerante é água em
um circuito do tipo aberto. Foram utilizados 1,7 metros de tubo de cobre de 3/8 de
polegada, 1 curva 180º e 8 curvas de 90º para tubo 3/8 de polegada para cada caixa.
Figura 4.17 – Trocador de calor para a máquina FZG
Durante os ensaios não houve enchimento das caixas o que demonstrou a não
contaminação do óleo por água o que acarretaria em maior desgaste nas
engrenagens invalidando o ensaio que houvesse esta falha.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 177
4.3.2.6 Danos de fadiga de contato em engrenagens
O equipamento de ensaios de engrenagem proporciona o dano desejado tanto
para engrenagens de aço AISI 8620 cementado e temperado bem como para Ferro
fundido Nodular austêmperado (FNA). A Figura 4.18 (a) Mostra danos em
engrenagens de FNA ensaiadas por 14 horas e a Figura 4.18 (b) danos em
engrenagens de aço AISI 8620.
(a)
(b)
Figura 4.18- (a) Danos em engrenagem de ferro fundido nodular austêmperado, (b)
Danos em engrenagens de aço AISI 8620.
4.3.3 Operação assistida
Como a operação assistida é o termo estabelecido em contrato que estabelece
o tempo e condições que será dado assistência técnica no local pelo o fornecedor do
equipamento logo após a entrada de um sistema e subsistema e sua entrega à
operação. Este trabalho não terá este termo, pois a máquina foi construída pela
própria equipe que a utiliza.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 178
5 CONCLUSÕES
O Projeto, execução e ensaios preliminares no tribômetro, tiveram algumas não
conformidades como aumento de temperatura acima dos limites pré-estabelecidos
que após o condicionamento e comissionamento do tribômetro estas falhas foram
sanadas com alterações na vedação, projeto e fabricação de sistema de refrigeração
e arranjo entre transformador e Variac em paralelo.
Na parte do condicionamento, houve problemas na instalação elétrica devido à
informação errônea que havia circuito trifásico de 380 V, porém este problema foi
solucionado colocando-se um transformador e um Variac em paralelo suprindo a
tensão e corrente necessária para acionamento com carga do motor.
No comissionamento, nos testes a quente haveria um pequeno problema de
vedação das caixas que foi solucionado na parte de condicionamento vedando as
caixas com papelão hidráulico. O equipamento de ensaios de engrenagem
proporciona o dano desejado tanto para engrenagens de aço AISI 8620 cementado
e temperado bem como para Ferro fundido Nodular austêmperado (FFNA).
Após esta etapa preliminar de verificação e a máquina estar em condição
operacional adequada, foram realizados os experimentos das engrenagens
cilíndricas de dentes retos com perfil modificado os quais apresentaram os
mecanismos de desgaste desejados, que são pitting e spalling.
Apêndice A Comissionamento e condicionamento do Tribômetro 179
REFERÊNCIAS
JÚNIOR, Vieira; MELLO, Walter. Apostila do curso de especialização Prominp:
Planejamento de Condicionamento e Comissionamento. Universidade Federal
Fluminense, Niterói, 556 sl. 2006.
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 180
APÊNDICE B - Curvas de Perfil de Microdureza
A Figura B.1 à Figura B.16 mostram os perfis de microdureza dos pinhões e das
coroas para ambos os acabamentos superficiais (shaving e fresamento).
Figura B. 1- Perfil de microdureza da Coroa fresada A11
Figura B. 2 - Perfil de microdureza da Coroa fresada F11
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 181
Figura B. 3 - Perfil de microdureza da Coroa fresada A12
Figura B. 4 - Perfil de microdureza da Coroa fresada F12
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 182
Figura B. 5 - Perfil de microdureza da Coroa com shaving A21
Figura B. 6 - Perfil de microdureza da Coroa com shaving F21
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 183
Figura B. 7 - Perfil de microdureza da Coroa com shaving A22
Figura B. 8 - Perfil de microdureza da Coroa com shaving F22
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 184
Figura B. 9 - Perfil de microdureza do Pinhão fresado A11
Figura B. 10 - Perfil de microdureza do Pinhão fresado F11
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 185
Figura B. 11 - Perfil de microdureza do Pinhão fresado A12
Figura B. 12 - Perfil de microdureza do Pinhão fresado F12
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 186
Figura B. 13 - Perfil de microdureza do Pinhão com shaving A21
Figura B. 14 - Perfil de microdureza do Pinhão com shaving F21
Apêndice B Curvas de Perfil de Microdureza 187
Figura B. 15 - Perfil de microdureza do Pinhão com shaving A22
Figura B. 16 - Perfil de microdureza do Pinhão com shaving F22
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