( PDF ) Desgaste de aços AISI H13 recobertos com filmes finos ternários Ti1-xAIxN com diferentes estruturas cristalinas.

Download PDF

ads:

UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS

Curso de Pós-Graduação em Engenharia Metalúrgica e de Minas

Tese de Doutorado

“Desgaste de Aços AISI H13 recobertos com Filmes Finos Ternários

1-x

N com Diferentes Estruturas Cristalinas”.

Autora : Janaína Kizzi de Morais Silva

Orientadora : Profª Geralda Cristina Durães de Godoy

Junho /2008

ads:

Livros Grátis

http://www.livrosgratis.com.br

Milhares de livros grátis para download.

Janaína Kizzi de Morais Silva

“Desgaste de Aços AISI H13 recobertos com Filmes Finos Ternários

1-x

N com Diferentes Estruturas Cristalinas”.

Tese de Doutorado apresentada ao

Curso de Pós-Graduação em Engenharia Metalúrgica e de

Minas da Universidade Federal de Minas Gerais

Área de Concentração : Ciência e Engenharia de Materiais

Orientadora : Profª Geralda Cristina Durães de Godoy

Belo Horizonte

Escola de Engenharia da UFMG

2008

ads:

AGRADECIMENTOS

Ao constante apoio da minha tia, padrinho, Gê, Flávio, Dani, toda a família e amigos;

Ao amor, apoio e companheirismo do Thiago;

À Profª Geralda Cristina Durães de Godoy, do Departamento de Engenharia Metalúrgica e

de Materiais da UFMG, pela orientação;

Aos colegas do Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da UFMG: Rafael

Mancosu, Alan, Ricardo, André Ferreira e Cruz, Bernardo, Eustáquio, Thiagos, Hugo,

Marília e demais alunos de Iniciação Científica;

Aos professores do Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da UFMG,

Vicente Buono e Dagoberto Brandão;

À professora Vanessa Lins, do Departamento de Engenharia Química da UFMG;

Aos funcionários do Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da UFMG,

Patrícia, Andréia, Cida, Nelson, Dona Efigênia e Vicente;

Aos funcionários do CDTN, Mônica, Célia e Wagner.

RESUMO

A maior parte das falhas de ferramentas origina-se no fenômeno desgaste, cujo controle

ocorre principalmente por avaliações das taxas de desgaste. A maioria dos ensaios

experimentais utiliza a variação de massa por tempo para avaliar a taxa de desgaste,

considerando a densidade do material. A partir da densidade do material, estima-se o

volume desgastado. Como um material compósito apresenta diferença de densidade, a

aplicação desta metodologia para estimar o volume, torna-se imprecisa. O uso da

perfilometria tridimensional possibilita a avaliação direta do volume desgastado de

materiais conjugados.

O desempenho de ferramentas para trabalho a quente tem sido otimizado através de filmes

como o Ti

1-x

N, que são aplicados contra o desgaste da ferramenta. O teor de alumínio

do filme interfere em sua estrutura cristalina, na dureza e módulo de elasticidade dos

conjugados , influenciando a resistência ao desgaste.

Este estudo consistiu na elaboração de uma metodologia através da perfilometria para

estimar o volume e assim, avaliar a taxa de desgaste por deslizamento de conjugados Ti

N /AISI H13 não temperado e Ti

1-x

N /AISI H13 temperado e revenido, processados

por PAPVD. Foi avaliada a influência do teor de alumínio do filme (estrutura cristalina), no

seu desempenho em desgaste por deslizamento. Realizou-se testes de desgaste contra

esferas de Si

e WC-Co, utilizando o tribômetro “Esfera sobre Disco”, sendo a taxa

(volume/ distância) obtida a partir do volume estimado por uma metodologia que utilizou a

perfilometria tridimensional. A elaboração desta metodologia e a avaliação da relação entre

estrutura e propriedade constituem relevâncias deste trabalho.

O trabalho demonstrou que filmes Ti

1-x

N com ambas as estruturas cristalinas

protegeram o aço H13 contra o desgaste. Os tratamentos térmicos e têmpera e revenimento

melhoraram o desempenho do aço H13 em desgaste. Os conjugados que apresentaram

maior dureza (influenciada pela estrutura cristalina do filme) e maior razão H/E, obtiveram

o melhor desempenho em desgaste.

PALAVRAS CHAVE: Perfilometria, desgaste, filmes Ti

1-x

ABSTRACT

Wear phenomena is the most common cause of the industrial materials failures. The wear

control is primary provided through of the wear rates evaluation. The experimental studies

use the weight loss for time to evaluate the wear rate. This procedure is based in material

density. An estimate of wear volume is made through of the material density. Whit respect

to compound material, this procedure is not accuracy, because this material have density

gradient. Because of the direct evaluation of the material volume, the three-dimensional

profilometry with wear and machining is a new approach. The profilometry provides the

direct evaluation of the wear volume of coupled materials.

The performance of the hot tools for work has been optimized through films deposited by

PVD, such as Ti

1-x

N that is applied against the wear of the tool. The content of

aluminum of the film affects its crystalline structure and hardness. This factor influences

the wear resistance.

This study created a methodology through profilometry to estimate the wear volume

volume and evaluate the sliding wear rate of the coatings Ti

1-x

N processed by PVD on

AISI H13 without treatment and AISI H13 quenched and tempered and evaluate the

influence of the aluminium content (crystalline structure) present in films, in the sliding

wear. For this, sliding wear tests against Si

and WC-Co balls were carried out using a

“ball-on-disc” tribometer. The wear rate (volume/sliding distance) was estimated by three-

dimensional profilometry. This methodology and the relation between structure and

properties were important facts of this work.

This work indicated that Ti

1-x

N films with both structures improved the wear

performance of the H13 steel. The treatments of the quenched and tempered showed

superior wear resistance of the H13 steel. The compound material with highest hardness

(resulted of crystalline structure) and highest H/E, showed best wear performance.

KEYWORDS: Profilometry, wear, Ti

1-x

N films.

SUMÁRIO

Resumo ............................................................................................................................... i

Abstract .............................................................................................................................. ii

Lista de figuras ...................................................................................................................vi

Lista de tabelas ...............................................................................................................…xix

Lista de notações ...............................................................................................................xxiii

CAPÍTULO 1 : INTRODUÇÃO .......................................................................................... 1

CAPÍTULO 2 : OBJETIVO .................................................................................................. 5

CAPÍTULO 3 : REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ....................................................................6

3.1 Desgaste por deslizamento...................................................................................6

3.2 Recobrimentos depositados por PVD.................................................................12

3.2.1 Recobrimentos Ti

1-x

N...........................................................................13

3.3 Ferramentas para usinagem.................................................................................15

3.3.1 Aço ferramenta H13...................................................................................16

3.4 Ferramentas revestidas pelo filme Ti

1-x

N......................................................18

CAPÍTULO 4: METODOLOGIA ...................................................................................... 20

4.1 Produção dos conjugados.................................................................................. 20

4.2 Difração de raios X (DRX) ..............................................................................21

4.3 Teste de adesão Rockwell C..............................................................................21

4.4 Espectroscopia de Emissão Óptica por Centelhamento.....................................23

4.5 Ensaios de Penetração Instrumentada................................................................23

4.6 Ensaios de desgaste por Deslizamento...............................................................26

4.7 Perfilometria após o desgaste.............................................................................28

4.8 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)....................................................50

4.8.1 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) antes do desgaste...............50

4.8.2 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste..................51

CAPÍTULO 5 : RESULTADOS E DISCUSSÃO................................................................52

5.1 Difração de raios X (DRX)...................................................................................52

5.2 Teste de adesão Rockwell C.................................................................................57

5.3 Espectroscopia de Emissão Óptica por Centelhamento........................................71

5.4 Ensaios de Penetração Instrumentada ..................................................................74

5.4.1 Determinação da dureza e do módulo de elasticidade dos sistemas............74

5.4.2 Comparação entre os valores de dureza obtidos para os sistemas...............80

5.4.3 Valores de H/E obtidos para os sistemas....................................................82

5.5 Perfilometria após o desgaste.................................................................................84

5.5.1 Perfilometria após o desgaste contra Si

..................................................84

5.5.1.1 Aço H13 não temperado e seus conjugados....................................84

5.5.1.2 Aço H13 temperado e revenido e seus conjugados.......................109

5.5.1.3 Comparação entre o desgaste dos sistemas do aço H13 não

temperado e do aço H13 temperado e revenido..................................................................134

5.5.2 Perfilometria após o desgaste contra WC-Co..............................................136

5.6 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) antes do desgaste...........................144

5.7 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste..............................146

5.7.1 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste contra

....................................................................................................................................146

5.7.2 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste contra WC-

Co........................................................................................................................................153

CAPÍTULO 6 : CONCLUSÕES.........................................................................................157

CAPÍTULO 7 : SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS....................................159

CAPÍTULO 8: REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS.......................................................160

LISTA DE FIGURAS

Figura 3.1- Estrutura cristalina dos filmes Ti

1-x

N .......................................................... 14

Figura 3.2 - Dependência da dureza e do módulo de elasticidade dos filmes Ti

1-x

N em

função do conteúdo de alumínio a uma carga de indentação de 3mN..................................15

Figura 4.1 – Morfologias de falhas obtidas no teste de adesão Rockwell C.........................22

Figura 4.2- Tribômetro Esfera sobre Disco da Microphotonics...........................................28

Figura 4.3- Imagem tridimensional de uma área contendo o traço de desgaste, obtida após

as varreduras..........................................................................................................................29

Figura 4.4 - Uso de recursos para a remoção de forma da superfície...................................29

Figura 4.5- Demonstração da remoção de forma.................................................................30

Figura 4.6 - Superfície resultante após a remoção de forma................................................30

Figura 4.7 - Uso de recursos para a inversão da superfície...................................................31

Figura 4.8 - Demonstração da inversão da superfície...........................................................32

Figura 4.9- Superfície resultante após a inversão do perfil em relação ao eixo z................32

Figura 4.10- Uso de recursos para a distribuição da densidade de picos..............................33

Figura 4.11- Histograma de densidade de picos em uma superfície tridimensional.............34

Figura 4.12- Uso de recursos para a realização do corte que delimita o traço de desgaste..35

Figura 4.13- Demonstração do corte que delimita o traço de desgaste.................................35

Figura 4.14- Imagem resultante após o corte que delimita o traço de desgaste...................36

Figura 4.15- Uso dos recursos para o retorno da superfície à posição inicial.......................37

Figura 4.16- Demonstração do retorno da superfície invertida à posição inicial................. 37

Figura 4.17- Superfície resultante após a inversão para o retorno à posição inicial............38

Figura 4.18- Uso de recursos para a realização do segundo corte........................................38

Figura 4.19- Demonstração do segundo corte para delimitar o traço de desgaste................39

Figura 4.20- Perfil resultante após segundo corte que delimita o traço de desgaste............39

Figura 4.21 - Uso de recursos para excluir picos e vales localizados fora do traço de

desgaste.................................................................................................................................40

Figura 4.22 – Escolha da região de exclusão de picos e vales externa ao traço de desgaste,

em relação à altura máxima da superfície.............................................................................41

Figura 4.23- Demonstração da exclusão de picos e vales na região externa ao traço de

desgaste.................................................................................................................................41

Figura 4.24- Demonstração do avanço da exclusão de picos e vales na região externa ao

traço de desgaste...................................................................................................................42

Figura 4.25- Demonstração da exclusão de picos e vales na região interna ao traço de

desgaste.................................................................................................................................42

Figura 4.26- Demonstração do avanço da exclusão de picos e vales na região interna ao

traço de desgaste...................................................................................................................43

Figura 4.27- Demonstração do perfil final após a exclusão das irregularidades fora do traço

de desgaste............................................................................................................................43

Figura 4.28- Perfil resultante após e exclusão das irregularidades existentes fora do traço de

desgaste.................................................................................................................................44

Figura 4.29- Ilustração do método do “Plano de Mínimos Quadrados”...............................45

Figura 4.30- Uso de recursos para a estimativa do volume de desgaste...............................45

Figura 4.31- Demonstração da superfície utilizada para estimar o volume de desgaste.......46

Figura 4.32- Seleção da superfície utilizada para estimar o volume de desgaste.................46

Figura 4.33- Obtenção do volume de desgaste.....................................................................47

Figura 4.34- Uso do recurso de distância de medição..........................................................48

Figura 4.35- Determinação da largura do traço de desgaste.................................................49

Figura 4.36- Segunda determinação da largura do traço de desgaste..................................49

Figura 4.37- Estimativa e confirmação do diâmetro do traço de desgaste...........................50

Figura 5.1- Difratograma do aço AISI H13 temperado e revenido......................................52

Figura 5.2 - Difratograma do conjugado BA Ti

1-x

N /AISI H13 temperado e revenido..53

Figura 5.3- Difratograma do conjugado AA Ti

1-x

N /AISI H13 temperado e revenido...53

Figura 5.4 - Difratograma do aço AISI H13 não temperado.................................................54

Figura 5.5- Difratograma do conjugado BA Ti

1-x

N / AISI H13 não temperado.............54

Figura 5.6- Difratograma do conjugado AA Ti

1-x

N / AISI H13 não temperado.............55

Figura 5.7- Imagens de microscopia óptica dos testes de adesão Rockwell C dos filmes Ti

N em AISI H13 não temperado. 150 Kgf (100X) a) BA Ti

1-x

N/ AISI H13 e b) AA

1-x

N/ AISI H13..............................................................................................................57

Figura 5.8- Imagens de microscopia óptica dos testes de adesão Rockwell C dos filmes Ti

N em AISI H13 temperado e revenido. 150 Kgf (100X) a) BA Ti

1-x

N/ AISI H13 e

b) AA Ti

1-x

N/ AISI H13...................................................................................................58

Figura 5.9 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 não temperado e b) AA Ti

1-x

N / H13 não temperado. 62,5Kgf (70X)........60

Figura 5.10 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 não temperado e b) AA Ti

1-x

N / H13 não temperado. 100Kgf (60X).........61

Figura 5.11 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 não temperado e b) AA Ti

1-x

N / H13 não temperado.150Kgf (45X)..........62

Figura 5.12 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e revenido.

62,5Kgf (100X).....................................................................................................................63

Figura 5.13 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e revenido. 62,5

Kgf (170X)............................................................................................................................64

Figura 5.14 – Imagem de MEV do teste de adesão Rockwell C do conjugado BA Ti

1-x

/ H13 temperado e revenido (demonstração das trincas radiais ). 62,5 Kgf (500X)............65

Figura 5.15 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e revenido. 100

Kgf (100X)............................................................................................................................66

Figura 5.16 – Imagem de MEV do teste de adesão Rockwell C do conjugado BA Ti

1-x

/ H13 temperado e revenido (demonstração das trincas radiais). 100 Kgf (500X)..............67

Figura 5.17 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e revenido. 150

Kgf (100X)............................................................................................................................68

Figura 5.18 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e revenido. 150

Kgf (500X)............................................................................................................................69

Figura 5.19- Variação da composição com a profundidade para o conjugado BA Ti

1-x

H13 não temperado...............................................................................................................71

Figura 5.20- Variação da composição com a profundidade para o conjugado AA Ti

1-x

H13 não temperado...............................................................................................................71

Figura 5.21- Variação da composição com a profundidade para o conjugado BA Ti

1-x

H13 temperado.....................................................................................................................72

Figura 5.22- Variação da composição com a profundidade para o conjugado AA Ti

1-x

H13 temperado.....................................................................................................................72

Figura 5.23- Superfície após remoção de forma do aço H13 não temperado.......................85

Figura 5.24- Superfície após remoção de forma do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não

temperado (filme CFC).........................................................................................................85

Figura 5.25- Superfície após remoção de forma do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não

temperado (filme bifásico)....................................................................................................86

Figura 5.26- Superfície invertida do aço H13 não temperado.............................................87

Figura 5.27- Superfície invertida do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

CFC)......................................................................................................................................87

Figura 5.28- Superfície invertida do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

bifásico).................................................................................................................................88

Figura 5.29- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do aço H13 não

temperado..............................................................................................................................88

Figura 5.30- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado BA

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC)..........................................................................89

Figura 5.31- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado AA

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).....................................................................89

Figura 5.32- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do aço H13 não temperado....................................................................................................90

Figura 5.33- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC).............................................91

Figura 5.34- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico)........................................91

Figura 5.35- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do aço H13 não temperado.....................................................92

Figura 5.36- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

CFC)......................................................................................................................................92

Figura 5.37- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

bifásico).................................................................................................................................93

Figura 5.38- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do aço

H13 não temperado...............................................................................................................94

Figura 5.39- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC)..................................................94

Figura 5.40- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).............................................95

Figura 5.41- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do aço H13 não temperado..96

Figura 5.42- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado (filme CFC)................................................................................96

Figura 5.43- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado (filme bifásico)...........................................................................97

Figura 5.44- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do aço H13 não

temperado..............................................................................................................................98

Figura 5.45- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado (filme CFC)................................................................................98

Figura 5.46- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado (filme bifásico)...........................................................................99

Figura 5.47- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do aço H13 não temperado..................................................................................................101

Figura 5.48- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC)...........................................101

Figura 5.49- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste Da superfície

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico)......................................102

Figura 5.50- Demonstração da determinação do diâmetro do traço de desgaste da superfície

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico)......................................104

Figura 5.51- Superfície após remoção de forma do aço H13 temperado e revenido.........110

Figura 5.52 – Superfície após remoção de forma do conjugado BA Ti

1-x

N/H13

temperado e revenido (filme bifásico)................................................................................111

Figura 5.53- Superfície após remoção de forma do conjugado AA Ti

1-x

N/H13

temperado e revenido (filme hexagonal).............................................................................111

Figura 5.54- Superfície invertida do aço H13 temperado e revenido................................112

Figura 5.55- Superfície invertida do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme bifásico)....................................................................................................................113

Figura 5.56- Superfície invertida do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme hexagonal)................................................................................................................113

Figura 5.57- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do aço H13

temperado e revenido..........................................................................................................114

Figura 5.58- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado BA

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).......................................................114

Figura 5.59- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado AA

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal)...................................................115

Figura 5.60- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do aço H13 temperado e revenido.......................................................................................116

Figura 5.61- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico)...........................116

Figura 5.62- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).......................117

Figura 5.63- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do aço H13 temperado e revenido.......................................117

Figura 5.64- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme

bifásico)...............................................................................................................................118

Figura 5.65- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme hexagonal)................................................................................................................118

Figura 5.66- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do aço

H13 temperado e revenido..................................................................................................119

Figura 5.67- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico)...............................120

Figura 5.68- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal)...........................120

Figura 5.69- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do aço H13 temperado e

revenido...............................................................................................................................121

Figura 5.70- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado BA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).............................................................122

Figura 5.71- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado AA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal)..........................................................122

Figura 5.72- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do aço H13 temperado

e revenido............................................................................................................................123

Figura 5.73- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado BA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).............................................................124

Figura 5.74- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado AA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal)..........................................................124

Figura 5.75- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do aço H13 temperado e revenido......................................................................................126

Figura 5.76- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico)..........................126

Figura 5.77- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal)......................127

Figura 5.78- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do aço H13 não temperado

após desgaste contra WC-Co..............................................................................................137

Figura 5.79- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme CFC)...............................138

Figura 5.80- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme bifásico).........................138

Figura 5.81- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do aço H13 não

temperado após desgaste contra WC-Co.............................................................................139

Figura 5.82- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme CFC)...............................139

Figura 5.83- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme bifásico).........................140

Figura 5.84- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Al. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico)...........................................................................147

Figura 5.85- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Fe. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico)............................................................................148

Figura 5.86- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Si. a) BA Ti

1-x

N (filme CFC)

e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico)......................................................................................149

Figura 5.87- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Al. a) BA Ti

1-x

N (filme

bifásico) e b) AA Ti

1-x

N (filme hexagonal) . ...............................................................150

Figura 5.88- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Fe. a) BA Ti

1-x

N (filme

bifásico) e b) AA Ti

1-x

N (filme hexagonal)..................................................................151

Figura 5.89- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Si. a) BA Ti

1-x

N (filme

bifásico) e b) AA Ti

1-x

N (filme hexagonal)..................................................................152

Figura 5.90- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra WC-Co (100X)- Elemento Al. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico)...........................................................................154

Figura 5.91- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra WC-Co (100X)- Elemento Fe. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico)...........................................................................155

Figura 5.92- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra WC-Co (100X)- Elemento W. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico)...........................................................................156

LISTA DE TABELAS

Tabela III.1 - Classificação dos aços ferramenta..................................................................17

Tabela III.2 - Composição química nominal do aço H13.....................................................18

Tabela IV.1 – Durezas de esferas abrasivas..........................................................................27

Tabela V.1- Valores de dureza do substrato H13 não temperado e seus conjugados Ti

N.....................................................................................................................................78

Tabela V.2-Valores de dureza do substrato H13 temperado e revenido e seus conjugados

1-x

N...............................................................................................................................78

Tabela V.3- Valores de módulos de elasticidade do substrato H13 não temperado e seus

conjugados.............................................................................................................................79

Tabela V.4-Valores de módulos de elasticidade do substrato H13 temperado e revenido e

seus

conjugados.............................................................................................................................79

Tabela V.5- Comparação entre as durezas a 1900 mN para o aço H13 temperado e revenido

e seus

conjugados.............................................................................................................................80

Tabela V.6- Comparação entre as durezas a 32 mN dos conjugados do aço temperado e

revenido.................................................................................................................................80

Tabela V.7- Comparação entre as durezas a 1900 mN para o aço H13 não temperado e seus

conjugados.............................................................................................................................81

Tabela V.8- Comparação entre as durezas a 32 mN dos conjugados do aço não

temperado..............................................................................................................................81

Tabela V.9- Razão H/E do aço não temperado e seus conjugados.......................................83

Tabela V.10 Razão H/E do aço temperado e revenido e seus conjugados...........................83

Tabela V.11- Volumes de desgaste estimados por perfilometria para os sistemas do aço

H13 não temperado.............................................................................................................100

Tabela V.12 - Estimativa da largura do traço de desgaste dos sistemas do aço H13 não

temperado............................................................................................................................103

Tabela V.13 - Volumes de desgaste estimados do procedimento da Norma ASTM G 99-05

para os sistemas do aço H13 não temperado.......................................................................105

Tabela V.14- Comparação entre os procedimentos de perfilometria e da Norma ASTM G

99-05 na determinação dos volumes de desgaste dos sistemas do aço não temperado......106

Tabela V.15- Taxa e coeficientes de desgaste do aço H13 não temperado e seus

conjugados...........................................................................................................................108

Tabela V.16- Resistência ao desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados.......116

Tabela V.17- Volumes de desgaste estimados por perfilometria para os sistemas do aço

H13 temperado e revenido..................................................................................................125

Tabela V.18- Estimativa da largura do traço de desgaste dos sistemas do aço H13

temperado e revenido..........................................................................................................128

Tabela V.19- Volumes de desgaste estimados do procedimento da Norma ASTM G 99-05

para os sistemas do aço H13 temperado e revenido............................................................129

Tabela V.20- Comparação entre os procedimentos de perfilometria e da Norma ASTM G

99-05 na determinação dos volumes de desgaste dos sistemas do aço temperado e

revenido...............................................................................................................................130

Tabela V.21 - Taxa e coeficientes de desgaste do aço H13 temperado e revenido e seus

conjugados...........................................................................................................................132

Tabela V.22- Resistência ao desgaste do aço H13 temperado e revenido e seus

conjugados...........................................................................................................................133

Tabela V.23- Tabela comparativa entre a taxa e coeficiente de desgaste dimensional dos

sistemas dos aços H13 temperado e revenido e H13 não temperado...............................135

Tabela V.24 - Volumes de desgaste estimados por perfilometria para os sistemas do aço

H13 não temperado após desgaste contra WC-Co..............................................................141

Tabela V.25- Taxa e coeficientes de desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados

após desgaste contra WC-Co..............................................................................................142

Tabela V.26- Resistência ao desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados contra

WC-Co................................................................................................................................143

Tabela V.27 – Composição química da região 1 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 não temperado (considerando-se 50% atômico do filme)..............................144

Tabela V.28 – Composição química da região 2 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 não temperado (considerando-se 50% atômico do filme)..............................144

Tabela V.29 – Composição química da região 1 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 temperado e revenido (considerando-se 50% atômico do filme)..................145

Tabela V.30 – Composição química da região 2 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 temperado e revenido (considerando-se 50% atômico do filme)..................145

LISTA DE NOTAÇÕES

Constante empírica relacionada á geometria do indentador

1/k Resistência ao desgaste

µ Coeficiente de atrito

AA Ti

1-x

N Nitreto de alumínio e titânio com alto teor de alumínio

Óxido de alumínio

BA Ti

1-x

N Nitreto de alumínio e titânio com baixo teor de alumínio

C Comprimento da trinca radial

CCC Cubo de corpo centrado

CFC Cubo de face centrada

1-x

N Nitreto de cromo e alumínio

Cr-N Nitreto de cromo

DRX Difração de raios-X

e Largura do traço de desgaste

E Módulo de elasticidade

H Dureza do material

k Coeficiente dimensional de desgaste

K Coeficiente adimensional de desgaste

Kc Tenacidade do material

MEV Microscopia Eletrônica de Varredura

P Carga de indentação ou carga aplicada

PVD Deposição Física de Vapor

PAPVD Deposição Física de Vapor Assistida por Plasma

Q Taxa de desgaste

r Raio do contra-corpo esférico

R Raio do traço de desgaste

S Comprimento desgastado

Nitreto de silício

rugosidade do núcleo

Altura reduzida dos picos

Svk Profundidade reduzida dos vales

t Tempo de contato

1-x

N Nitreto de alumínio e titânio

1-x

N Carbonitreto de titânio

TiN Nitreto de titânio

V Volume desgastado

W Carga normal total aplicada

w Dimensão linear da superfície desgastada

WC-Co Carbeto de tungstênio e cobalto (metal duro)

CAPÍTULO 1: INTRODUÇÃO

Muitas falhas dos componentes industriais originam-se no fenômeno de desgaste, que

consiste na remoção de material de superfícies sólidas, que resulta do contato de uma

superfície em movimento em relação à outra (HUTCHINGS, 1992).

O desenvolvimento de recobrimentos tribológicos objetiva aumentar a vida útil (diminuir o

atrito e o desgaste) de materiais utilizados em ferramentas de corte, engrenagens,

componentes de motor, bombas hidráulicas e compressores, além de reduzir custos. Ganhos

significativos em produtividade são obtidos com ferramentas recobertas, pois os

componentes de precisão funcionam por mais tempo e com mais segurança.

O controle do desgaste ocorre geralmente por avaliação da textura da superfície após o

desgaste e por avaliações das taxas de desgaste. Duas definições de taxas de desgaste são

em geral utilizadas na tentativa de avaliar quantitativamente o desgaste: uma primeira, a

taxa de desgaste Q, que é obtida a partir da determinação do volume de material removido

por desgaste por unidade de distância de escorregamento e é dada por mm

(HUTCHINGS, 1992); e uma segunda definição, a taxa de desgaste k, dada em unidades de

(Nm)

-1

, que representa o volume desgastado por unidade de distância (m), por unidade

de carga normal (N). Ambas as taxas são parâmetros que dependem da determinação do

volume desgastado.

A maioria dos ensaios experimentais utiliza a determinação de variação de massa por

unidade de tempo para avaliar a taxa de desgaste, considerando a densidade do material e

uma velocidade constante. A partir da densidade do material, pode-se estimar o volume

desgastado. A comparação de resposta de diferentes materiais em relação ao desgaste, neste

tipo de experimento, deve considerar as densidades diferenciadas de cada material, senão a

comparação ocorrerá de uma maneira equivocada.

Considerando materiais conjugados (recobrimento mais substrato), a avaliação deste

volume desgastado através do uso da densidade torna-se imprecisa e complexa, devido à

combinação de materiais com densidades diferentes.

A Norma ASTM G 99-05 estabelece uma relação geométrica para a determinação do

volume de desgaste a partir de medidas lineares, como o raio e a largura do traço de

desgaste. Medidas lineares de desgaste são frequentemente usadas na prática, quando a

perda de massa do material é muito pequena, resultando em imprecisão (ASTM G 99-05).

Uma das propostas deste trabalho consiste na avaliação deste volume desgastado, através

da combinação de resultados produzidos por dois equipamentos: o perfilômetro, que

possibilita análises tridimensionais com medições de volume de uma certa região delineada

e o tribômetro Pino sob Disco, que produz desgaste com controle de carga e velocidade.

Esta abordagem tridimensional do fenômeno desgaste, através do monitoramento das

variações topográficas e do estabelecimento de uma metodologia para estimar o volume de

desgaste de sistemas recobertos, constitui assim uma abordagem inovadora deste trabalho.

O volume estimado por perfilometria (nova abordagem) será comparado ao volume

estimado a partir de medidas lineares (abordagem descrita pela Norma ASTM G 99-05), o

que possibilitará validar e analisar a viabilidade da metodologia proposta.

Um trabalho realizado por Ávila et al estudou o desempenho de ferramentas de metal duro

revestidas por TiN, Ti

1-x

N e Ti

1-x

N e chegou-se a algumas conclusões que

possibilitaram definir o sistema Ti

1-x

N como um recobrimento de grande interesse para

o estudo de influência das propriedades de um filme no desempenho de um conjugado em

desgaste (ÁVILA, 2003).

A principal conclusão obtida a partir deste trabalho, relaciona-se ao desempenho das

ferramentas revestidas quanto a usinagem de aços carbono endurecidos. A taxa de desgaste

determinada pelo volume da cratera, avaliada através de análise topográfica, indicou um

melhor desempenho das ferramentas de corte revestidas com Ti

1-x

N, TiN, Ti

1-x

N e

sem revestimento, nesta ordem. As ferramentas revestidas com Ti

1-x

N e TiN

apresentaram desempenho bem superior à ferramenta sem revestimento (WCCo). Este

resultado indicou que a presença destes revestimentos nesta ferramenta de corte, minimiza

a evolução do desgaste de cratera e ainda, que embora tenha ocorrido delaminação parcial

do recobrimento em tempos de corte maiores, não houve um comprometimento à resposta

da ferramenta em condições reais de usinagem. No entanto, neste estudo, o recobrimento

1-x

N depositado sobre a ferramenta não apresentou um bom desempenho em

usinagem. A literatura indica o uso do mesmo para aplicações de alta severidade mecânica

e altas temperaturas, ocorrendo simultaneamente, devido a sua alta dureza e a formação de

um óxido do tipo Al

. Porém, a resposta obtida nos experimentos realizados por ÁVILA

et al., 2003, não correspondeu ao esperado por resultados obtidos anteriormente por outros

autores (PALDEY, 2003; JINDAL, 1999).

A maior taxa de desgaste foi observada para a ferramenta revestida com Ti

1-x

N, neste

trabalho. Ressalta-se a presença de uma fase hexagonal Ti

1-x

N, baseada no protótipo

ZnS, que teria sido formada devido ao alto teor de alumínio presente no recobrimento. A

presença desta fase possibilitou refletir sobre a influência que uma estrutura bifásica

poderia apresentar no desempenho da ferramenta de corte. Assim, propriedades tais como

dureza, tenacidade, módulo de elasticidade, coeficiente de dilatação e resistência à

oxidação, podem ser modificadas, o que resulta em uma resposta diferenciada ao comparar

um recobrimento monofásico com um bifásico.

Pretende-se, através deste trabalho, consolidar a relação “estrutura e propriedades” em

estudos de engenharia de superfície. Nesta área da engenharia, não há a conscientização de

que a partir do conhecimento do tipo de recobrimento (composição química) não se pode

afirmar em qual aplicação o mesmo terá bom desempenho. Por exemplo, verifica-se

freqüentemente (por exemplo em manuais de produtores de recobrimentos) a afirmação de

que recobrimentos de Ti

1-x

N são mais indicados para aplicações onde há desgaste

abrasivo, devido a sua alta dureza e que, recobrimentos Ti

1-x

N são mais indicados para

aplicações que envolvam altas temperaturas, devido à formação de um óxido protetor do

tipo Al

No entanto, como foi visto, recobrimentos Ti

1-x

N podem apresentar-se monofásicos e/ou

bifásicos; austeníticos e/ou hexagonais e por isso, por apresentarem estruturas diferentes,

terão propriedades diferentes, como propriedades mecânicas, térmicas, de elasticidade e de

tenacidade, o que afetará o desempenho em desgaste (OHNUMA, 2004; TONSHOFF,

1997).

Espera-se assim enfatizar, com o desenvolvimento desta tese, a idéia de que, também para

novos materiais (no caso, conjugados), o binômio “estrutura-propriedade” permanece. A

incorporação deste modelo no desenvolvimento tecnológico de novos recobrimentos pode

significativamente auxiliar usuários e produtores de recobrimentos.

CAPÍTULO 2: OBJETIVO

Este trabalho possuiu o objetivo principal de estabelecer uma metodologia através da

perfilometria para verificar a influência da estrutura cristalina (que resulta do teor de

alumínio) dos filmes Ti

1-x

N, no desgaste por deslizamento de conjugados Ti

N/AISI H13 temperado e não temperado. A resistência ao desgaste dos sistemas

estudados foi avaliada através do cálculo da taxa de desgaste, obtida a partir da elaboração

de uma metodologia para estimar o volume de desgaste, utilizando a técnica de

perfilometria tridimensional.

O objetivo secundário do trabalho consistiu na verificação do efeito da dureza do substrato

H13 no desgaste dos conjugados Ti

1-x

N .

Foram comparadas as taxas de desgaste entre conjugados contendo filmes de dois teores

diferentes de alumínio e seus substratos:

• Conjugados Baixo Alumínio (BA) Ti

1-x

N/AISI H13 temperado e revenido e Alto

Alumínio (AA) Ti

1-x

N/AISI H13 temperado e revenido;

• Conjugados Baixo Alumínio (BA) Ti

1-x

N/AISI H13 não temperado e Alto Alumínio

(AA) Ti

1-x

N/AISI H13 não temperado;

• Aço AISI H13 não temperado sem revestimento;

• Aço AISI H13 temperado, revenido e sem revestimento.

CAPÍTULO 3 : REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Atrito é a resistência ao movimento que ocorre entre duas superfícies em contato. Ele atua

quando existe movimento relativo entre os dois sólidos ou quando há uma tentativa de

movimento entre eles.

O desgaste pode ser definido como a remoção de material de superfícies sólidas como

resultado de uma ação mecânica (RABINOWICZ, 1995).

Atrito e desgaste são respostas de um tribo-sistema. Coeficientes de atrito e desgaste são

parâmetros que descrevem o estado de contato dos corpos em um tribo-sistema. Eles não

são constantes dos materiais dos corpos em contato. Podem ser tratados como propriedades

dos materiais para conveniências técnicas em engenharia e estados de contato. Atrito e

desgaste, sendo dois tipos de resposta de um tribo-sistema, podem ser relacionados um com

o outro em um certo estado de contato no sistema (KATO, 2000).

3.1 Desgaste por deslizamento

O desgaste por deslizamento ocorre quando duas superfícies sólidas deslizam uma sobre a

outra. No desgaste abrasivo, o material é removido ou deslocado da superfície por

partículas duras ou, comumente, por protuberâncias duras na contraface, forçada contra a

superfície deslizante.

Em muitas aplicações de engenharia e em muitas investigações laboratoriais, as superfícies

que escorregam não são lubrificadas. O desgaste resultante é freqüentemente chamado de

desgaste por deslizamento a seco, que normalmente ocorre em ar com certa umidade.

Algumas condições do desgaste por deslizamento podem gerar debris (fragmentos) que

ocasionam desgaste por abrasão.

Diferentes métodos experimentais têm sido utilizados para estudar o desgaste por

deslizamento. Testes de desgaste de laboratório são usualmente realizados para examinar

mecanismos de desgaste ou simular taxas de desgaste e coeficientes de atrito. O controle e a

medição de todas as variáveis que podem afetar o desgaste são muito importantes. A taxa

de desgaste e o coeficiente de atrito são consideravelmente dependentes das condições de

deslizamento. Pequenas alterações nestas condições podem levar a mudanças substanciais

no mecanismo predominante e na taxa de desgaste associada.

A medida contínua da força de atrito durante o teste de desgaste é usualmente feita através

da medição da força tangencial no espécime. O atrito contínuo registra não somente valores

numéricos de coeficiente de atrito, mas também alterações no comportamento do

deslizamento. Essas alterações resultam de mudanças na natureza da superfície ou

topografia, além de mudanças no mecanismo de desgaste. O “running-in” (período de

incubação transiente ou período em que o coeficiente de atrito ou a profundidade de

desgaste não possuem comportamento definido em função do tempo) pode ser explorado

dessa forma, como a quebra de um óxido protetor ou filmes lubrificantes. O conhecimento

dessas mudanças torna-se mais viável do que a medição da taxa de desgaste absoluta. É

importante enfatizar que este período depende da rugosidade da superfície do material

sujeito ao desgaste (KATO, 2000; HARLIN, 2006).

O desgaste em condições de deslizamento depende da distância de deslizamento, da

velocidade de deslizamento e do tempo de duração do teste. A velocidade de deslizamento

afeta a taxa de dissipação de energia friccional e a temperatura da interface. O desgaste

também depende da pressão de contato nominal entre as superfícies. Diversos outros

fatores devem ser considerados e monitorados em testes de desgaste. A temperatura do teste

é importante porque influencia as propriedades mecânicas dos materiais (KATO, 2000).

Estudos realizados por Bose et al (2005) demonstraram que a taxa de desgaste e os

mecanismos de desgaste predominantes são extremamente dependentes e sensíveis às

condições de teste (BOSE, 2005).

Em condições sem lubrificação ou lubrificadas, o deslizamento de um par (usualmente

dissimilar) como em condições de contato entre dois corpos, a taxa de degradação ou

desgaste depende dos seguintes fatores: carga aplicada, dureza, pressão, limite de

escoamento, tempo, velocidade de deslizamento, coeficiente de atrito, índice de

plasticidade etc.

Quando ocorre contato entre duas superfícies (uma mais dura e a outra mais macia) sujeitas

ao carregamento, o deslizamento de uma sobre a outra pode supor que a perda de dimensão

linear da superfície desgastada dependerá da carga aplicada , da velocidade de deslizamento

imposta, do coeficiente de atrito, da dureza da superfície mais macia , do tempo de contato

e do contato medido como dimensão representativa de comprimento. A dureza, como

propriedade plástica, é mais importante que o módulo de elasticidade para materiais dúteis,

em que o desgaste ocorre geralmente após um significativo fluxo plástico (WILLIAMS,

2005).

O coeficiente de atrito, sendo o quociente entre a força de atrito e a força normal aplicada,

geralmente, independe da carga normal aplicada. Como a força de atrito é proporcional à

carga, o aumento da carga ocasiona aumento da força de atrito mantendo constante o

quociente entre estas forças, ou seja, mantendo o coeficiente de atrito constante.

Assim, em geral, o coeficiente de atrito permanece constante com a variação da carga

aplicada.

Há situações em que o coeficiente de atrito pode depender da carga. Como exemplo, pode-

se citar situações em que há uma camada de óxido na superfície metálica. A cargas baixas,

a camada de óxido permanece, sendo medido o coeficiente de atrito entre o metal com o

óxido e a contraparte. A altas cargas, a camada de óxido pode ser removida ou sofrer

fratura, o que pode resultar no aumento do coeficiente de atrito, que nesta situação, refere-

se ao metal exposto “sem óxido” e a contraparte. A mudança do par que estabelece o

contato ocasiona alteração do coeficiente de atrito (HUTCHINGS, 1992).

Os debris (fragmentos ou detritos de partículas) de desgaste são gerados do ambiente

vizinho do sistema de deslizamento ou de diferentes mecanismos de desgaste. A sua

influência no atrito e no desgaste pode ser considerável em algumas condições de contato,

dependendo do diâmetro da partícula, da espessura do recobrimento e da rugosidade da

superfície, além da sua relação com a dureza do substrato. Quando uma partícula de

desgaste é liberada de certa superfície, ela pode influenciar o comportamento tribológico do

contato em duas formas. Os detritos de desgaste livres no contato podem influenciar o atrito

e o desgaste e podem se prender (aderir) à contraface para formar uma camada de

transferência em que há uma significativa alteração das propriedades tribológicas da

contraface. Assim, pode-se dizer que é formada uma nova contraface, acarretando a

formação de um novo par de material (HOLMBERG, 1998).

A remoção de material no desgaste pode envolver tanto fratura dútil, quanto fratura frágil

(HUTCHINGS, 1992).

No modo de fratura dútil, a remoção de material envolve deformação plástica. Neste caso, a

equação 3.1, denominada de equação de Archard, estabelece que a taxa de desgaste, Q,

igual ao volume desgastado (V) por unidade de comprimento desgastado (S) é diretamente

proporcional à carga normal e inversamente proporcional à dureza do material e pode ser

escrita da seguinte forma (HUTCHINGS, 1992):

V KW

S H

= =

(3.1)

onde: W é a carga normal total aplicada; K é uma constante que depende da fração de

material deslocado e da geometria das partículas, podendo ser usada como uma medida da

severidade do desgaste, sendo denominada coeficiente de desgaste adimensional; H é a

dureza da peça. Esta equação é conhecida como a equação de Archard.

Para desgaste por escorregamento, um coeficiente dimensional de desgaste, k, é mais

utilizado e é definido por (HUTCHINGS, 1992):

k =

(3.2)

Esta taxa de desgaste dimensional, k, é também expressa como Q/W, sendo a resistência ao

desgaste correspondente ao inverso desta taxa de desgaste (1/k).

Estas equações estabelecem que, para uma carga constante, a taxa de remoção de material

por distância de escorregamento, Q, é inversamente proporcional à dureza (H). Por outro

lado, esse parâmetro Q é diretamente proporcional à carga W, se um mesmo mecanismo

atua durante o processo de desgaste (HUTCHINGS, 1992).

No desgaste por fratura frágil, a taxa de desgaste depende mais da tenacidade do material

do que da dureza, pois o desgaste do material ocorre através da propagação de trincas

(HUTCHINGS, 1992).

A dureza é considerada uma propriedade do material que define a sua resistência ao

desgaste. Entretanto, a deformação elástica do material até a fratura ou inverso do índice de

plasticidade, relacionada ao quociente entre a dureza e o módulo de elasticidade, tem sido

considerada como um parâmetro mais adequado para avaliar a resistência ao desgaste do

material, do que a dureza. Este parâmetro evidencia a influência do comportamento elástico

na superfície de contato, que é claramente importante para evitar o desgaste do material

(BEAKE, 2006; LEYLAND, 2000). Estudos realizados na literatura sugerem que a

tenacidade à fratura do material (resistência à propagação de trincas), obtida por trincas

radiais criadas durante uma indentação, pode ser descrita pela seguinte equação

(LEYLAND, 2000; PHARR, 1998):

= α

(E / H)

(P/ C

3/2

) (3.3)

Onde P é a carga de indentação, C é o comprimento da trinca radial, α

é uma constante

empírica relacionada á geometria do indentador, E é o módulo de elasticidade do material,

H é a dureza do material e K

é o fator de intensidade de tensão crítica, necessário para a

trinca se propagar, sendo relacionado diretamente a tenacidade à fratura do material

(LEYLAND, 2000; PHARR, 1998).

Muitos ensaios experimentais de desgaste utilizam a determinação de variação de massa

por unidade de tempo para avaliar a taxa de desgaste (BAHRAMI, 2005; CHIU, 2002),

considerando a densidade do material e uma velocidade constante. A partir da densidade do

material, estima-se o volume desgastado.

A Norma ASTM G 99-05 utiliza uma relação geométrica para a determinação do volume

de desgaste a partir de medidas lineares, que são frequentemente usadas na prática, quando

a perda de massa do material é muito pequena, resultando em imprecisão (ASTM G 99-05).

Considerando um contra-corpo esférico de raio r e condições em que o desgaste de apenas

um membro do par é significativo, o volume de material desgastado pode ser obtido por

(ASTM G 99-05):

V = πRe

/ 6r (3.4)

Onde:

R = raio do traço de desgaste

e= largura do traço de desgaste

r = raio do contra-corpo esférico

Desde a década passada, os métodos topográficos, como o uso da Microscopia de Força

Atômica têm sido utilizados para avaliar o desempenho em desgaste, através da estimativa

do volume de desgaste (GAHLIN, 1998).

Estudos recentes utilizaram a técnica de perfilometria a laser para a determinação do

volume de desgaste por deslizamento de conjugados recobertos com o filme Cr

1-x

contra esferas de Si

e Al

, sendo o volume determinado através do produto entre a

área média e o diâmetro do traço de desgaste (BOBZIN, 2007).

A perfilometria tridimensional também foi usada para determinar o volume de desgaste de

cratera ocorrido após a usinagem de ferramentas de metal duro recobertas Ti-N, Ti (C,N) e

1-x

N , além de outros estudos contidos na literatura (ÁVILA, 2007; TAKADOUM,

1997).

Ressalta-se que a metodologia proposta por este trabalho diferencia-se das metodologias

adotadas na literatura, além de possibilitar a relação entre a estrutura e a propriedade dos

revestimentos.

3.2 Recobrimentos depositados por PVD

Há três diferentes formas de adaptar ferramentas de corte aos requerimentos da usinagem a

seco: o uso de um novo material de corte, a mudança da geometria de corte e a aplicação de

recobrimentos duros ou macios, depositados sobre as ferramentas. A última possibilidade é

a solução mais frequentemente discutida (SCHEERER, 2005).

O ramo industrial dos metais tem objetivado melhorar o desempenho da ferramenta usada

no processo de trabalho a quente. As tecnologias de trabalho a quente (moldagem, extrusão

e forjamento) envolvem temperaturas superiores a 600 °C, além de altas cargas superficiais.

Devido à enorme quantidade de produtos destas indústrias, pequenas melhorias neste

campo podem resultar em bons efeitos econômicos. No passado, as ferramentas para

trabalho a quente foram melhoradas através de uma variedade de processos de engenharia

de superfície, como a soldagem, o spray térmico, a eletrodeposição etc. Os recobrimentos

PVD tornaram-se materiais muito importantes tecnologicamente em diversas aplicações

industriais, sendo utilizados com sucesso em processos de trabalho a elevadas temperaturas.

Recobrimentos de alta dureza depositados por PVD são conhecidos por possibilitar à

superfície, melhores propriedades tribológicas em termos de baixo atrito e alta resistência

ao desgaste.

Estudos realizados indicam que os filmes Ti-N, Ti

1-x

N e Cr-N depositados por PVD

podem reduzir o atrito do contato tribológico e aumentar a resistência ao desgaste abrasivo.

Estes recobrimentos têm possibilitado bom desempenho em aplicações com torneamento e

furação, além da melhora na resistência ao desgaste. As técnicas PVD possibilitam o

aumento da vida útil (entre 50 e 100%) de ferramentas feitas de aços para trabalho a quente

(DOBRZANSKI, 2004).

3.2.1 Recobrimentos Ti

1-x

O filme Ti-N tem sido usado como recobrimento protetor para ferramentas de corte. Um

dos maiores avanços no desenvolvimento de recobrimentos é o Ti

1-x

N, que têm sido

aplicado comercialmente com muito sucesso particularmente em usinagem de alta

velocidade devido à sua alta resistência à oxidação e dureza (DING, 2005).

A incorporação de alumínio à estrutura CFC do Ti-N resulta na formação de uma solução

sólida ternária de Ti

1-x

N. É bem conhecido que este procedimento pode melhorar o

desempenho de corte do material devido à elevada dureza a quente e excelente resistência à

oxidação a temperaturas superiores a 700 °C, o que é explicado pela formação de uma

camada protetora de óxido rico em alumínio sobre a superfície do filme.

Considerando-se uma quantidade fixa de nitrogênio (em relação a 50% atômico do filme), a

adição de alumínio à matriz da estrutura Ti-N CFC a uma faixa de até 60% de alumínio

atômico (em relação a 50% atômico do filme) resulta em uma solução sólida monofásica de

1-x

N- CFC. O aumento do teor de alumínio em uma faixa entre 60 e 70% atômico (em

relação a 50% atômico do filme), ocasiona a precipitação do excesso de alumínio, resulta

em um filme bifásico, com estruturas Ti

1-x

N- CFC e Ti

1-x

N- Hexagonal. Para teores

de alumínio superiores a 70% atômico (em relação a 50% atômico do filme), observa-se

que o filme passa a ser monofásico de estrutura Ti

1-x

N- Hexagonal (KUTSCHEJ, 2005).

As Figuras 3.1 e 3.2 demonstram a influência do teor de alumínio do filme Ti

1-x

N na

estrutura cristalina, influenciando consequentemente, a dureza e o módulo de elasticidade, o

que deve ser considerado na avaliação do seu desempenho em desgaste.

O desempenho em desgaste de filmes Ti

1-x

N é fortemente dependente da quantidade de

alumínio presente no filme. Dependendo do mecanismo de desgaste predominante, filmes

monofásicos CFC, filmes bifásicos ou filmes monofásicos hexagonais podem apresentar

diferentes desempenhos (OHNUMA, 2004; KUTSCHEJ, 2005).

Figura 3.1- Estrutura cristalina dos filmes Ti

1-x

N (ZHOU, 1999).

Figura 3.2 - Dependência da dureza e do módulo de elasticidade dos filmes Ti

1-x

N em

função do conteúdo de alumínio a uma carga de indentação de 3mN (SHUM, 2003).

3.3 Ferramentas para usinagem

O processo de usinagem, que utiliza como ferramenta um material mais duro que o da peça,

é a operação mais comum entre os processos de fabricação existentes. Baseado no princípio

da dureza relativa, o surgimento de novos materiais com excelentes propriedades de

resistência mecânica e elevada dureza contribui para o aparecimento materiais de

ferramentas mais resistentes para as operações de usinagem. Por outro lado, a usinagem de

materiais frágeis e/ou operações de cortes interrompidos (como o caso do fresamento, por

exemplo) requerem materiais de ferramentas com suficiente tenacidade para suportarem os

choques e os impactos inerentes a tais processos. Como dureza e tenacidade são duas

propriedades opostas (normalmente alta dureza significa baixa tenacidade e vice-versa), o

balanço destas propriedades nos materiais de ferramenta de corte se tornou um desafio para

os fabricantes.

As principais propriedades que um material de ferramenta de corte deve apresentar,

dependendo da aplicação são alta dureza; tenacidade suficiente para evitar falha por fratura;

alta resistência ao desgaste; boas propriedades mecânicas e térmicas a temperaturas

elevadas; alta resistência ao impacto; inércia química etc.

3.3.1 Aço ferramenta H13

Os aços ferramenta representam um importante segmento da produção siderúrgica de aços

especiais. Estes aços são produzidos e processados para atingir um elevado padrão de

qualidade e são utilizados principalmente em: matrizes, moldes, ferramentas de corte

intermitente e contínuo, ferramentas de conformação de chapas, corte a frio, componentes

de máquina, etc. Apesar de existirem mais de 100 tipos de aços ferramenta normalizados

internacionalmente, procurando atingir as mais diversas aplicações e solicitações, a

indústria de ferramentaria trabalha com uma gama reduzida de aços que possuem suas

propriedades e desempenho consagrados ao longo do tempo, como por exemplo, os aços

AISI H13, AISI D2 e AISI M2, entre outros.

Os aços ferramenta são classificados de acordo com suas características metalúrgicas

principais ou de acordo com seu nicho de aplicação. A classificação da "American Iron and

Steel Institute", AISI, é a mais utilizada pela indústria de ferramenta e tem se mostrado útil

para a seleção de aços ferramenta. A Tabela III.1 engloba as classificações dos aços

ferramenta.

(Fonte: http://www.heattech.com.br/publicacoes/FOLDER_ACOS_FERRAMENTA.pdf).

Tabela III.1 - Classificação dos aços ferramenta.

(Fonte: http://www.heattech.com.br/publicacoes/FOLDER_ACOS_FERRAMENTA.pdf).

ome Símbolo

Nome Símbolo

Aços Ferramenta Temperáveis em Água

Aços Ferramenta Resistentes ao Choque

Aços Ferramenta para Trabalho a

Frio Temperáveis em Óleo

Aços Ferramenta para Trabalho a Frio

Aços Ferramenta para Trabalho a Quente

Aços Ferramenta para Moldes

Aços Rápido ao Molibdênio

Os aços ferramenta para trabalho a quente são amplamente utilizados para a fabricação de

matrizes e moldes. A principal família destes aços são os ligados principalmente ao cromo,

com adições de Mo e V em menores quantidades, que constituem a família de aços H. O

mais popular destes aços é o AISI H13. Este aço é utilizado em uma faixa ampla de dureza,

entre 44-50 HRC, a qual deve ser especificada em função das condições de aplicação da

ferramenta.

A norma da "North American Die Casting Assossiation" prevê a qualidade do aço H13

tanto no que ser refere ao material de partida quanto ao tratamento térmico.

(Fonte: http://www.heattech.com.br/publicacoes/FOLDER_ACOS_FERRAMENTA.pdf).

A têmpera do aço AISI H13, que resulta na formação de um estrutura martensítica, aumenta

a dureza do aço H13, o que interfere no seu desempenho em desgaste.

Estudos realizados por Bahrami et. al. comprovaram que o tratamento térmico do aço H13

aumentou a sua resistência ao desgaste. Em geral, a transformação martensítica usualmente

aumenta a resistência ao desgaste dos aços (BAHRAMI, 2005).

A composição química nominal do aço H13 está ilustrada na Tabela III.2.

Tabela III.2 - Composição química nominal do aço H13 (SMITH, 1993).

Elemento Composição

C 0,35%

Mo 1,5%

Cr 5%

V 1%

Outros 92,15%

3.4 Ferramentas revestidas pelo filme Ti

1-x

Um trabalho do grupo de pesquisa “Modificação e Caracterização de Superfície” (Diretório

CNPq) estudou o desempenho de ferramentas de metal duro revestidas por TiN, Ti

1-x

N e

1-x

N e chegou-se a algumas conclusões que possibilitam definir o sistema Ti

1-x

como um recobrimento de grande interesse para o estudo de influência das propriedades de

um filme no desempenho de um conjugado em desgaste (ÁVILA, 2003).

A principal conclusão obtida a partir deste trabalho, relaciona-se ao desempenho das

ferramentas revestidas quanto a usinagem de aços carbono endurecidos. A equipe

encontrou que a taxa de desgaste determinada pelo volume da cratera, avaliada através de

análise topográfica, indicou um melhor desempenho das ferramentas de corte revestidas

com Ti

1-x

N, TiN, Ti

1-x

N e sem revestimento, nesta ordem. As ferramentas revestidas

com Ti

1-x

N e TiN apresentaram desempenho bem superior à ferramenta sem

revestimento (WCCo).

Este resultado indicou que a presença destes revestimentos nesta ferramenta de corte,

minimiza a evolução do desgaste de cratera e ainda, que embora tenha ocorrido

delaminação parcial do recobrimento em tempos de corte maiores, não houve um

comprometimento à resposta da ferramenta em condições reais de usinagem.

No entanto, neste estudo, a ferramenta de metal duro recoberta com Ti

1-x

N não

apresentou um bom desempenho em usinagem. A literatura indica o uso deste filme em

aplicações de alta severidade mecânica e altas temperaturas, ocorrendo simultaneamente,

devido a sua alta dureza e a formação de um óxido do tipo Al

. Porém, a resposta obtida

nos experimentos realizados por ÁVILA et al., 2003, não correspondeu ao esperado por

resultados obtidos anteriormente por outros autores (PALDEY, 2003; JINDAL, 1999).

A maior taxa de desgaste foi observada para a ferramenta revestida com Ti

1-x

N, neste

trabalho. Foi observada a presença de uma fase hexagonal Ti

1-x

N, baseada no protótipo

ZnS, que teria sido formada devido ao alto teor de alumínio presente no recobrimento. A

presença desta fase possibilitou refletir sobre a influência que uma estrutura bifásica

poderia apresentar no desempenho da ferramenta de corte (ÁVILA, 2003). Propriedades

como dureza, tenacidade, módulo de elasticidade, coeficiente de dilatação e resistência à

oxidação, podem ser modificadas, o que resulta em uma resposta diferenciada ao comparar

um recobrimento monofásico com um bifásico (OHNUMA, 2004).

CAPÍTULO 4 : METODOLOGIA

Foram utilizados como substratos, discos de aço H13 (cortados a partir de uma barra de 1,5

m de comprimento e ¾ pol de diâmetro). Utilizou-se amostras de aço AISI H13 sem

tratamento térmico e amostras de aço AISI H13 tratadas termicamente (têmpera e

revenimento) até atingir uma dureza de 50/52 HRC, sendo o tratamento térmico realizado

em banho de sais. As amostras de AISI H13 foram lixadas e polidas até a pasta de diamante

igual a 1 µm. Foi utilizada a politriz automática PHOENIX 4000 (BUEHLER), do

Laboratório de Metalografia do Centro de Desenvolvimento da Tecnologia Nuclear-

CDTN.

4.1 Produção dos conjugados

A produção dos conjugados englobou a obtenção de filmes Ti

1-x

N com dois teores de

alumínio distintos, depositados nos dois tipos de substratos estudados: AISI H13 temperado

e revenido e AISI H13 não temperado.

Foram produzidos conjugados Alto Alumínio (AA) Ti

1-x

N /discos de AISI H13

temperado e revenido (corrida-padrão), conjugados Baixo Alumínio (BA) Ti

1-x

/discos de AISI H13 temperado e revenido (corrida-dedicada). Também foram obtidos

conjugados Alto Alumínio (AA) Ti

1-x

N /discos de AISI H13 não temperado (corrida-

padrão), conjugados Baixo Alumínio (BA) Ti

1-x

N /discos de AISI H13 não temperado

(corrida-dedicada).

A produção dos conjugados foi realizada na TECVAC, Inglaterra. A deposição dos filmes

foi feita pelo processo de Evaporação por Feixe de Elétrons Assistido a Plasma

(EBPAPVD), usando o sistema TECVAC IP35L, em uma faixa de temperatura de 400-

450ºC.

Este processo consiste num processo de Deposição Física de Vapor (PVD) por Evaporação,

que envolve a obtenção da fase vapor do material que constituirá o recobrimento através do

seu aquecimento e posterior transformação para a fase vapor. A evaporação, realizada numa

câmara sob vácuo, produz um fluxo de átomos que se condensam sobre o substrato,

formando o recobrimento. Neste processo, a forma de calor empregada é por feixe de

elétrons (RICKERBY, 1991).

4.2 Difração de raios X (DRX)

Foram realizadas análises por DRX para a caracterização dos conjugados estudados em

relação às fases cristalinas presentes. Esta técnica também apresentou a finalidade de

diferenciar os filmes dos conjugados de cada aço (H13 não temperado e H13 temperado)

em relação à estrutura cristalina.

Foi utilizado o difratômetro PHILIPS, modelo PW 1710, a partir da radiação de Cu-K

(λ

= 1,54056 Å, voltagem do tubo= 40 KV, corrente= 20 mA) e cristal monocromador de

grafita

. A varredura foi realizada em passos de 0,02°/ s, no Laboratório de Difração de

Raios-x do Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da UFMG.

4.3 Teste de adesão Rockwell C

O desempenho de sistemas conjugados em várias solicitações, como o desgaste, pode ser

substancialmente influenciado pela adesão do filme ao substrato (KIM, 2006; KAO, 2006).

Assim, torna-se fundamental avaliar qualitativa ou quantitativamente a adesão de

recobrimentos.

A avaliação qualitativa da adesão de um filme tem sido avaliada industrialmente pela

técnica conhecida como ´teste de adesão Rockwell C` (HEINKE, 1995). Neste método, é

utilizado um indentador cônico (padrão Rockwell C), que após aplicação de uma carga

máxima de 1471N (150 Kgf), pode gerar microtrincas laterais ao contorno da impressão de

indentação, que podem se visualizadas por microscopia ótica . A adesão do filme ao

substrato é classificada de acordo com um estudo comparativo dessas trincas e os padrões,

indicados na Figura 4.1.

microtrincas

delaminação

Figura 4.1 – Morfologias de falhas obtidas no teste de adesão Rockwell C (HEINKE,

1995).

Os padrões de trincas, representados em HF1 a HF4, representam morfologias típicas de

revestimentos de boa adesão. As trincas representadas em HF5 e HF6 evidenciam um

aspecto de delaminação do filme. As grandes vantagens da aplicação deste método são

baixo custo e facilidade operacional, sendo a mesma preferencialmente utilizada em

controle de qualidade de revestimentos produzidos (HEINKE, 1995). Este teste de adesão

por indentação foi desenvolvido na Alemanha e padronizado na VDI guidelines 3198

(1991).

Foram realizados testes comparativos de adesão Rockwell C para comparar e avaliar

qualitativamente, a adesão dos filmes BA Ti

1-x

N e AA Ti

1-x

N em cada substrato

estudado, sendo usadas as cargas de 62,5 kgf, 100 Kgf e 150 kgf, sendo esta última a carga

utilizada na obtenção dos padrões de trinca morfologias, descritos pela Norma (Figura 4.1).

Foram obtidas imagens de microscopia ótica após a carga de 150 Kgf (aumento de 100X)

contendo os padrões de trinca em torno de cada impressão. Para avaliar melhor os padrões

de trinca, foram obtidas imagens de MEV das indentações após o teste de adesão, sendo

usados para os conjugados do aço não temperado os aumentos de 70X (carga 62,5Kgf),

60X (carga 100Kgf) e 45X (carga 150Kgf). Os aumentos usados para os conjugados do aço

temperado foram de 100X e 170X (carga 62,5Kgf), além de 500X (carga 62,5Kgf) para

mostrar trincas radiais do conjugado BA , 100X (carga 100Kgf) , além de 500X (carga 100

Kgf) para mostrar trincas radiais do conjugado BA , e 100X e 500X (carga 150Kgf).

4.4 Espectroscopia de Emissão Óptica por Centelhamento

Esta técnica consiste no bombardeamento de íons argônio (gerados de um campo elétrico

da fonte) sobre a amostra. Estes íons (carregados positivamente) são atraídos para a amostra

(carregada negativamente) por diferença de potencial. Eles incidem a uma certa

profundidade, causando remoção de material da superfície da amostra.

Esta técnica foi utilizada nos sistemas conjugados para avaliar a variação da composição

dos elementos Al (elemento do filme) e Fe (elemento do substrato) ao longo da

profundidade do conjugado, possibilitando estimar as espessuras dos filmes estudados,

além de diferenciar os filmes BA e AA de cada sistema estudado, em relação ao teor de

alumínio. Esta análise foi feita no Laboratório de Difração de Raios-X do Departamento de

Engenharia Metalúrgica e de Materiais da UFMG, com uso do aparelho GDLS 9950.

Foram feitas duas análises para cada sistema estudado (uma análise e uma réplica). Assim,

foram obtidos gráficos da intensidade de alumínio e ferro (em contagem por segundo- cps)

nos conjugados em função da profundidade (em nm).

4.5 Ensaios de Penetração Instrumentada

A dureza dos conjugados pode variar com a força aplicada (MANCOSU, 2005) e o teor de

alumínio presente nos filmes Ti

1-x

N afeta propriedades como a dureza do conjugado

(OHNUMA, 2004; IKEDA, 1991; PALDEY, 2003).

Sendo assim, para estimar a dureza HIT dos conjugados com maiores influências do

substrato e do filme, realizou-se testes de penetração instrumentada no Ultra-micro-

durômetro SHIMADZU DUH-W201S, usando o penetrador Berkovich. As forças aplicadas

foram de 1900 mN, 1000 mN, 300, 100, 50 e 32 mN, sendo realizadas dez medições para

cada força aplicada. Obteve-se o valor da dureza média para cada força. Os valores de

dureza foram estimados através do software SHIMADZU DUH Test Application Versão

2.14.

O método de penetração instrumentada possibilita a medição da dureza e do módulo de

elasticidade dos materiais, a partir da curva da carga aplicada em função do deslocamento

em relação à superfície inicial não deformada, durante um ciclo de carga e descarga. Foi

determinada, para cada força aplicada, a dureza denominada HIT (em GPa), que é a dureza

instrumentada, sendo igual ao quociente entre a força (em mN) aplicada e a área de contato

projetada (área determinada a partir da função de área do indentador) (OLIVER, 2004;

Norma ISO /FDIS 14577-1).

Assim, a dureza para cada força aplicada foi estimada por (OLIVER, 2004):

H=P

max

/A (4.1)

Onde P

max

é a carga máxima da curva da carga em função do deslocamento, A é a área de

contato, que é função da geometria do indentador.

A influência do teor de alumínio dos filmes na propriedade dureza também foi avaliada.

Mediu-se também a dureza dos substratos H13 não temperado e H13 temperado a 1900mN,

para comparar a sua dureza com a dos conjugados e verificar se a deposição destes filmes

resultou em um valor de dureza diferente da do substrato.

Foram realizados testes estatísticos de hipótese “t student” para verificar a igualdade ou

desigualdade em relação aos valores de dureza medidos na mesma carga aplicada (a 1900

mN), comparando cada aço H13 com os seus conjugados. Este teste também foi feito para

verificar a igualdade ou desigualdade entre as durezas dos conjugados, obtidas a 32 mN

(maior influência do filme), além de verificar qual conjugado apresenta a maior dureza,

medida nesta carga. Utilizou-se o parâmetro valor de p para a conclusão do teste de

hipótese.

Para as durezas medidas na carga de 1900mN, as hipóteses estudadas, para 95% de

confiança, foram:

H0: µ1=µ2

H1: µ1≠µ2

O valor de p menor que α (0,05) indica que a hipótese H

deve ser rejeitada, ou seja, as

médias não são iguais, com 95% de confiança.

Para as durezas medidas na carga de 32mN, as hipóteses estudadas, para 95% de confiança,

foram:

Um teste estatístico de hipótese realizado para verificar a diferença entre as médias:

H0: µ1=µ2

H1: µ1≠µ2

Outro teste estatístico de hipótese realizado para verificar qual é o maior valor de dureza:

H0: µ1=µ2

H1: µ1>µ2

O valor de p menor que α (0,05) indica, nestes dois últimos testes, que a hipótese H

deve

ser rejeitada, ou seja, as médias não são iguais e uma dureza é superior à outra, com 95% de

confiança.

O ensaio de penetração instrumentada também possibilitou a medição dos valores de

módulo de elasticidade em todas as profundidades de penetração dos sistemas estudados,

com o objetivo de avaliar a influência deste parâmetro no desgaste. Além disso, foi obtido o

quociente entre os valores de todas as durezas e todos os módulos de elasticidade (H/E)

medidos, para verificar qual sistema apresenta a maior dureza associada ao menor módulo

de elasticidade (maior H/E) ou maior deformação elástica até a falha em desgaste, o que

pode interferir no desempenho em desgaste (BEAKE, 2006; LEYLAND, 2000; PHARR,

1998).

O módulo de elasticidade em cada força aplicada foi determinado a partir da rigidez de

contato S ou inclinação da etapa de descarga da curva da força versus deslocamento, sendo

(OLIVER, 2004):

S=dP/dh

(4.2)

Onde h é o deslocamento em relação à superfície não deformada.

A partir de S, da área de contato A e de uma constante β, determinou-se o módulo de

elasticidade efetivo E

eff

do material, que desconta a deformação elástica do indentador, por

(OLIVER, 2004) :

AEeffS

(4.3)

4.6 Ensaios de desgaste por Deslizamento

Os ensaios de desgaste foram realizados no Tribômetro Esfera-sobre-Disco da

Microphotonics, modelo Standard (Figura 4.2), do Laboratório de Tribologia do

Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da UFMG. O contracorpo

utilizado foi o Si

6 mm; sendo usada a carga de 7N a 0,157 mm/s (500 rpm) e raio de

percurso igual a 3 mm. Foram realizadas 30.000 revoluções, resultando em uma distância

total de 565,8 m. O uso da carga de 7N e do tamanho da esfera, basearam-se em valores

utilizados em testes de desgaste contidos na literatura (BOBZIN, 2007; KUTSCHEJ, 2005;

CHRISTOFIDES, 2002).

A carga de 7N, usada previamente em testes realizados para verificar as condições

experimentais, possibilitou que a solicitação imposta fosse suficiente para permitir uma boa

estimativa do volume de desgaste, utilizando a perfilometria tridimensional. A escolha

inicial desta carga baseou-se em testes de desgaste de deslizamento realizados na literatura

que avaliaram o desgaste conjugados contendo recobrimentos depositados por PVD

(BOBZIN, 2007; KUTSCHEJ, 2005; CHRISTOFIDES, 2002).

A escolha da esfera ocorreu após a comparação entre as faixas de dureza de diferentes

esferas. Optou-se pelas esferas de nitreto de silício e de metal duro, devido à sua maior

faixa de dureza, o que assegura o seu maior efeito abrasivo e devido ao fato da possível

ocorrência de desgaste adesivo (HUTCHINGS, 1992) entre a esfera de alumina (que

também tem alta faixa de dureza) e o filme Ti

1-x

N. As faixas de dureza à temperatura

ambiente de diferentes esferas abrasivas estão indicadas pela Tabela IV.1 (JIA, 1998).

Para confirmar e validar a metodologia proposta por perfilometria (cálculo do volume de

desgaste, detalhado no item 4.1.8) e corroborar a influência do teor de alumínio do filme no

desgaste, realizou-se também dois testes de desgaste (um teste e uma réplica) dos

conjugados BA e AA Ti

1-x

N/ H13 não temperado e do aço contra a esfera de WC-Co 6

mm. Este contracorpo também apresenta alta faixa dureza, o que justifica a sua escolha.

Tabela IV.1 – Durezas de esferas abrasivas (JIA, 1998; COSTA, 2007).

Material Dureza (GPa)

18-20

14-19

Aço 100 Cr6 8-9

WC-Co 10-18

Foram realizados três testes de desgaste para cada sistema conjugado estudado (1 teste e

duas réplicas) e dois testes de desgaste (um teste e uma réplica) para cada aço estudado.

Figura 4.2- Tribômetro Esfera sobre Disco da Microphotonics.

4.7 Perfilometria após o desgaste

A técnica de perfilometria tridimensional foi usada para medir o volume de desgaste,

possibilitando verificar a influência do teor de alumínio do filme na taxa de desgaste, que é

proporcional ao volume, sendo o quociente entre o volume e a distância de deslizamento

(HUTCHINGS, 1992).

Utilizou-se o perfilômetro T4000 da HOMMELWERKE, com apalpador móvel TK 300/90;

a área de varredura de 81mm

(9 x 9 mm), sendo realizadas 200 medições com

espaçamento de 45,5

m. Utilizou-se uma velocidade de medição de 0,5 mm/s. Através do

software MountainsMap Expert 3.0, elaborou-se uma metodologia para estimar o volume

de desgaste. A metodologia foi composta pelas seguintes etapas:

1- Geração de uma superfície 3-D;

A partir de varreduras bidimensionais de uma área quadrada de 9 x 9 mm da amostra após o

desgaste, obtém-se uma matriz tridimensional de pontos que produz uma imagem

tridimensional do perfil da amostra em estudo. A superfície tridimensional obtida é

demonstrada na Figura 4.3. A escala da figura (12 µm) significa a amplitude total da

superfície, que corresponde à distância entre o pico mais alto e o vale mais profundo, em

relação ao plano médio da superfície (MUMMERY, 1992).

Figura 4.3- Imagem tridimensional de uma área contendo o traço de desgaste, obtida após

as varreduras.

2- Uso do recurso de “Remoção de forma da superfície 3-D”, utilizando um polinômio de

grau 2, para excluir possíveis desníveis da superfície (ondulações). As Figuras 4.4 e 4.5

ilustram a remoção de forma da imagem da Figura 4.3. Utilizou-se os recursos “Operators”

e “Form removal” após selecionar a superfície desejada.

Figura 4.4 - Uso de recursos para a remoção de forma da superfície.

Figura 4.5- Demonstração da remoção de forma.

A Figura 4.6 ilustra a superfície resultante após a remoção de forma.

µm

11.9 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 4.6 - Superfície resultante após a remoção de forma.

3- Inversão da superfície 3-D em relação ao eixo z, para que os vales (distância do plano

médio à parte mais baixa do perfil) tornam-se picos (distância do plano médio à parte mais

alta da superfície). Este recurso possui o objetivo de possibilitar o posterior uso de um

recurso denominado “Histograma de Densidade de picos”, que estabelece a concentração

de picos da superfície por amplitude. Como na superfície invertida, os vales passam a

corresponder a picos, o uso do “Histograma de Densidade de picos” na imagem invertida

possibilita analisar a concentração de vales por amplitude, permitindo estabelecer o corte

necessário para delimitar a região correspondente ao traço de desgaste.

As Figuras 4.7 e 4.8 ilustram a inversão da superfície selecionada, que é realizada através

do uso dos recursos “Operators” e “Symmetries”, sendo escolhida a simetria em relação ao

eixo z (eixo que define os picos e os vales).

Figura 4.7 - Uso de recursos para a inversão da superfície.

Figura 4.8 - Demonstração da inversão da superfície.

A imagem resultante após a inversão (superfície invertida) está ilustrada na Figura 4.9.

µm

11.9 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 4.9- Superfície resultante após a inversão do perfil em relação ao eixo z.

4- Obtenção de histogramas da superfície invertida, referentes à densidade de picos (que

correspondem aos vales) em função da amplitude desta superfície;

Após a seleção da superfície invertida, os recursos “Studies” e “Peak Count distribution”

(Figuras 4.10 e 4.11) são usados, resultando em uma imagem correspondente à

concentração de picos (pks/ mm

) em cada amplitude (em µm) da superfície invertida, o

que corresponde à concentração de vales em cada amplitude, informação essencial para a

posterior delimitação do traço de desgaste. Na Figura 4.11, observa-se que a maior

concentração de picos ocorre em amplitudes em torno de 2,8 a 3 µm, que correspondem a

vales. Sugere-se que essa faixa de maiores amplitudes significa o início do traço de

desgaste (região onde há significativa) concentração de vales, em comparação com os vales

correspondentes à rugosidade da superfície.

5-Análise dos histogramas da superfície invertida, para estabelecer a faixa de amplitudes a

partir da qual há considerável aumento da densidade de picos, o que corresponde ao

aumento da concentração de vales da superfície sem inversão, relativo ao início do traço de

desgaste. O valor associado ao início desta faixa foi considerado para a delimitação do

traço de desgaste para uma posterior construção de um plano de referência na determinação

do volume de desgaste;

Figura 4.10- Uso de recursos para a distribuição da densidade de picos.

Figura 4.11- Histograma de densidade de picos em uma superfície tridimensional.

6-Realização de um corte na imagem 3D baseando-se no “Histograma de Densidade de

Picos da Superfície Invertida”, excluindo a faixa de amplitudes inferiores ao valor

correspondente ao início do traço de desgaste;

Após selecionar a imagem demonstrada na Figura 4.11, realizou-se um corte, excluindo as

amplitudes inferiores a 2,8 µm neste exemplo, correspondentes à região externa ao traço de

desgaste. Este procedimento é demonstrado através das Figuras 4.12 e 4.13. Os recursos

utilizados na realização do corte são “Operations” e “Thresholding”.

Ressalta-se que o procedimento de corte é realizado através utilização de uma curva de

distribuição de material, existente no recurso “Thresholding”. Esta curva, demonstrada na

Figura 4.13, é usada na definição de parâmetros que descrevem a rugosidade de uma

superfície, através da perfilometria. Estes parâmetros são denominados S

, S

e S

vk .

Eles são os parâmetros em 3D correspondentes aos parâmetros bidimensionais R

, R

. Os últimos parâmetros são, respectivamente, a profundidade da rugosidade do núcleo,

a altura reduzida dos picos e a profundidade reduzida dos vales (MUMMERY, 1992).

Figura 4.12- Uso de recursos para a realização do corte que delimita o traço de desgaste.

Figura 4.13- Demonstração do corte que delimita o traço de desgaste.

A Figura 4.14 ilustra a superfície resultante após o corte que delimita o traço de desgaste.

µm

9.1 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 4.14- Imagem resultante após o corte que delimita o traço de desgaste.

7- Inversão da imagem em relação ao eixo z, para que os picos e os vales da imagem

retornem à posição inicial, para posteriormente estimar realmente o volume dos vales e não

o volume dos picos;

As Figuras 4.15, 4.16 e 4.17 demonstram a inversão da superfície após o corte em relação

ao eixo z (retorno dos picos e vales à posição inicial).

Figura 4.15- Uso dos recursos para o retorno da superfície à posição inicial.

Figura 4.16- Demonstração do retorno da superfície invertida à posição inicial.

µm

9.1 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 4.17- Superfície resultante após a inversão para o retorno à posição inicial.

8- Realização de um segundo corte excluindo 10% de material (correspondente aos picos

mais altos) na superfície sem inversão (Figura 4.17), para retirar os maiores picos, que

significam a rugosidade da superfície em torno do traço de desgaste. Este corte visa a obter

uma superfície lisa ao redor do traço, minimizando a influência da rugosidade superficial na

estimativa do volume de desgaste;

As Figuras 4.18, 4.19 e 4.20 ilustram a realização do segundo corte.

Figura 4.18- Uso de recursos para a realização do segundo corte.

Figura 4.19- Demonstração do segundo corte para delimitar o traço de desgaste.

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

6.67 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 4.20- Perfil resultante após segundo corte que delimita o traço de desgaste.

9 - Utilização do recurso “Erase Defects” na imagem 3D sem inversão obtida após o

segundo corte, para excluir (apagar) todos os picos e vales existentes fora do traço de

desgaste, estabelecendo um plano de referência para o cálculo do volume de vales

correspondente apenas à região do traço de desgaste;

As Figuras 4.21 a 4.27 demonstram este recurso, que inicia-se com o uso de um círculo

posicionado na região onde há o interesse de excluir os picos e vales existentes, em relação

à altura máxima da superfície (referência). O círculo é posicionado sobre a região de

interesse, obtendo-se a exclusão após o uso do mouse (“clique”) sobre o círculo (Figura

4.23). Vários círculos são feitos sobre a imagem, nas regiões externa e interna ao traço de

desgaste, até a exclusão total das irregularidades existentes fora do traço, o que resulta em

uma superfície plana ao redor do traço de desgaste (Figura 4.27), possibilitando a posterior

estimativa mais precisa do volume de desgaste da superfície.

Figura 4.21 - Uso de recursos para excluir picos e vales localizados fora do traço de

desgaste.

Figura 4.22 – Escolha da região de exclusão de picos e vales externa ao traço de desgaste,

em relação à altura máxima da superfície.

Figura 4.23- Demonstração da exclusão de picos e vales na região externa ao traço de

desgaste.

Figura 4.24- Demonstração do avanço da exclusão de picos e vales na região externa ao

traço de desgaste.

Figura 4.25- Demonstração da exclusão de picos e vales na região interna ao traço de

desgaste.

Figura 4.26- Demonstração do avanço da exclusão de picos e vales na região interna ao

traço de desgaste.

Figura 4.27- Demonstração da superfície final após a exclusão das irregularidades fora do

traço de desgaste.

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

6.67 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 4.28- Superfície resultante após e exclusão das irregularidades existentes fora do

traço de desgaste.

10- Utilização de um recurso do cálculo de volume de vales através do procedimento do

plano de mínimos quadrados do software MountainsMap 3.0. Estimou-se o volume de

vales do traço de desgaste, selecionando-se o perfil da Figura 4.28, com o uso posterior dos

recursos “Studies” e “Volume of a Hole/Peak” (Figuras 4.30 a 4.33). Foi selecionada uma

área da superfície para a aplicação do recurso, através do uso do “clique com o mouse”,

sobre a região de interesse. Escolheu-se o método do “Plano de Mínimos Quadrados” para

estimar o volume de picos e vales da área selecionada.

O cálculo do volume considera que cada ponto da superfície selecionada é suposto como

uma coluna retangular, em que a base da superfície é definida de acordo com os eixos X e

Y. Cada coluna possui um volume elementar entre duas altitudes. O volume dos picos e

vales corresponde à soma dos volumes elementares calculados para cada coluna.

No método do “Plano de Mínimos Quadrados” (Figura 4.29), o volume calculado é o

incluído entre a base dos vales e o plano P ou o topo dos picos e o plano P, onde P é o

Plano de Mínimos Quadrados calculado em todos os pontos externos à região selecionada.

Este método é aplicado quando a área externa ao traço é suficientemente lisa para se

considerada como o topo dos vales ou como a base dos picos, por extrapolação.

(HOMMELMAP 4.0. Help do software Mountains).

Figura 4.29- Ilustração do método do “Plano de Mínimos Quadrados”.

Figura 4.30- Uso de recursos para a estimativa do volume de desgaste.

Compute volume

Figura 4.31- Demonstração da superfície utilizada para estimar o volume de desgaste.

Figura 4.32- Seleção da superfície utilizada para estimar o volume de desgaste.

Figura 4.33- Obtenção do volume de desgaste.

Estabeleceu-se que o volume de desgaste estimado para cada sistema estudado corresponde

à média de três valores de volumes calculados a partir de três testes de desgaste (um teste e

duas réplicas).

A partir do volume obtido por perfilometria, estimou-se a taxa de desgaste Q dos sistemas

estudados através do quociente entre o volume e a distância de deslizamento

(HUTCHINGS, 1992). Também foram calculados os coeficientes de desgaste adimensional

e dimensional (HUTCHINGS, 1992), utilizando-se a carga aplicada (7 N) e todas as

durezas HIT medidas para os sistemas estudados.

A metodologia elaborada para determinar o volume de desgaste por perfilometria foi

comparada à metodologia descrita pela Norma ASTM G 99-05, para avaliar a

aplicabilidade e confiabilidade da metodologia proposta neste trabalho. Assim, estimou-se

e comparou-se os valores dos volumes de desgaste dos sistemas através das duas

metodologias.

Para calcular o volume de desgaste através da metodologia descrita pela Norma (item 3.1),

foi utilizado o recurso “Distância de Medição” do software Mountains, que fornece as

distâncias horizontal e obliqua entre dois pontos pertencentes ao traço de desgaste e que são

selecionados. Fixando os dois pontos nas extremidades do traço de desgaste, a sua distância

horizontal e obliqua correspondem à largura do traço de desgaste (Figuras 4.34 e 4.35).

Realizou-se quatro medições da largura de cada traço de desgaste, sendo determinada a

largura média do traço para o cálculo do volume de desgaste. Considerando os três testes de

desgaste realizados em cada sistema, obteve-se o volume médio, em relação aos volumes

estimados através da metodologia proposta pela Norma. Para a obtenção deste volume

(item 3.1), utilizou-se os valores de 3 mm para o raio do traço de desgaste (confirmado

através da distância horizontal- Figura 4.37) e 3 mm para o raio da esfera de Si

(contra-

corpo).

Figura 4.34- Uso do recurso de distância de medição.

Cursor 1 Cursor 2

X = 0.783 mm X = 1.36 mm

Y = 4.37 mm Y = 4.37 mm

Z = 5.52 µm Z = 4.36 µm

Horizontal distance 0.58 mm

Variation in height 1.17 µm

Oblique distance 0.58 mm

Figura 4.35- Determinação da largura do traço de desgaste.

Cursor 1 Cursor 2

X = 7.02 mm X = 7.57 mm

Y = 4.32 mm Y = 4.32 mm

Z = 6.11 µm Z = 6.67 µm

Horizontal distance 0.545 mm

Variation in height 0.561 µm

Oblique distance 0.545 mm

Figura 4.36- Segunda determinação da largura do traço de desgaste.

Cursor 1 Cursor 2

X = 1.33 mm X = 7.33 mm

Y = 4.27 mm Y = 4.27 mm

Z = 3.87 µm Z = 0 µm

Horizontal distance 6 mm

Variation in height 3.87 µm

Oblique distance 6 mm

Figura 4.37- Estimativa e confirmação do diâmetro do traço de desgaste.

4.8 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV)

4.8.1 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) antes do desgaste

Para diferenciar os filmes dos conjugados estudados em relação ao teor de alumínio, foi

realizada uma análise de composição química de área no microscópio eletrônico através da

ferramenta EDS, em duas regiões dos conjugados estudados utilizando o equipamento

Microssonda THERMO NORAN, modelo QUEST. Foi utilizado o Microscópio Eletrônico

de Varredura da JEOL JSM 6360LV, do Laboratório de Microscopia Eletrônica e de

Varredura do Departamento de Engenharia Metalúrgica de Materiais da UFMG. Os

elementos analisados foram Ti e Al, sendo determinadas as suas porcentagens atômicas.

4.8.2 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste

Utilizou-se a técnica de MEV após o desgaste para a obtenção de imagens de composição

por raios-x dos traços de desgaste (aumento 100 X), possibilitando verificar a presença ou

ausência do elemento do filme (Al) e do substrato (Fe), no interior e em torno do traço de

desgaste dos conjugados estudados. Também foi verificada a presença de Si (elemento da

esfera) no interior e em torno dos traços de desgaste, para detectar a existência ou não de

adesão da esfera. Esta análise objetivou avaliar e comparar a intensidade do desgaste dos

sistemas estudados.

Para validar a metodologia proposta por perfilometria (cálculo do volume de desgaste,

detalhado no item 4.7), obteve-se também imagens de composição por raios-x (aumento

100 X) dos traços de desgaste dos conjugados do aço não temperado, após o desgaste

contra WC-Co, sendo verificada a presença de Al, Fe e W (elemento da esfera) no interior e

ao redor dos traços de desgaste.

CAPÍTULO 5 : RESULTADOS E DISCUSSÃO

5.1 Difração de raios X (DRX)

Nos difratogramas obtidos para os conjugados do aço AISI H13 temperado e revenido

(Figuras 5.1 a 5.3), foram identificadas as fases Fe-

ou Fe-CCC e Cr

ortorrômbico,

características do aço AISI H13 temperado e revenido (KRAUSS, 1993).

O filme do conjugado BA Ti

1-x

N / AISI H13 temperado e revenido cristalizou-se nas

fases Ti

1-x

N- CFC e Ti

1-x

N- Hexagonal, sendo portanto, bifásico. O conjugado AA

1-x

N / AISI H13 apresentou o filme monofásico (fase Ti

1-x

N- Hexagonal). Assim,

conclui-se que a quantidade de alumínio presente no filme do conjugado BA Ti

1-x

N /

AISI H13 tratado deve estar em torno de 60 a 70% atômico, fixando-se a quantidade de

nitrogênio e considerando 50% da composição do filme (teor de alumínio correspondente à

região bifásica). Também sugere-se que o filme do conjugado AA Ti

1-x

N / AISI H13

tratado deve apresentar quantidade de alumínio (Figuras 3.1 e 3.2) superior a 70% atômico

em 50% da composição de filme (teor de alumínio correspondente à fase hexagonal)

(KIMURA, 2003; ZHOU, 1999; IKEDA, 1991).

A diferença estrutural existente entre os filmes BA e AA Ti

1-x

N, evidencia diferença em

relação a propriedades, como a dureza e o módulo de elasticidade, sugerindo diferentes

respostas dos conjugados do aço H13 temperado e revenido em desgaste (ZHOU, 1999;

IKEDA, 1991).

Os difratogramas relacionados ao aço H13 não temperado e seus conjugados (Figuras 5.4 a

5.6) evidenciam que o aço H13 não temperado apresenta as mesmas fases do aço H13

temperado e revenido, sendo o pico mais intenso correspondente à fase Fe- CCC (110) em

ambos (

CALLISTER, 2002;

CULLITY, 1978).

O difratograma do conjugado BA Ti

1-x

N / AISI H13 não tratado demonstra que o filme

deste conjugado apresenta-se monofásico com fase Ti

1-x

N-CFC, que corresponde ao

pico mais intenso. O filme do conjugado AA Ti

1-x

N / AISI H13 não tratado é bifásico,

com estruturas Ti

1-x

N-CFC e hexagonal, sugerindo propriedades diferentes destes filmes

como a dureza, o que provavelmente acarretará diferença de desempenho em desgaste

(ZHOU, 1999; IKEDA, 1991). Conclui-se que os teores de alumínio dos filmes dos

conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

1-x

N/ H13 não tratado sejam, respectivamente até em

torno de 60% atômico de alumínio (teor relacionado à faixa monofásica) e em torno de 60 a

70% atômico (teor relacionado à faixa bifásica), fixando-se a quantidade de nitrogênio e

considerando 50% da composição do filme (Figuras 3.1 e 3.2) (KIMURA, 2003; ZHOU,

1999; IKEDA, 1991).

Os resultados da análise de DRX corroboram a existência de filmes Ti

1-x

N monofásicos

(estrutura CFC), bifásicos (estruturas CFC e hexagonal) e monofásicos (estrutura

hexagonal).

Figura 5.1- Difratograma do aço AISI H13 temperado e revenido.

200

400

600

800

1000

1200

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Ângulo 2θ

Intensidade

Fe-α ( 1 1 0 )

( 0 6 0 )

Fe-α ( 2 0 0 )

Fe-α ( 2 1 1 )

Fe-α ( 2 2 0 )

Figura 5.2 - Difratograma do conjugado BA Ti

1-x

N /AISI H13 temperado e revenido.

Figura 5.3- Difratograma do conjugado AA Ti

1-x

N /AISI H13 temperado e revenido.

500

1000

1500

2000

2500

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Ângulo 2θ

Intensidade

1-x

N CFC ( 3 1 1 )

1-x

N Hex ( 1 0 -1 1 )

Fe-α ( 2 2 0 )

1-x

N Hex ( 2 0 -2 2 )

Fe-α ( 2 1 1 )

1-x

N CFC ( 1 1 1 )

Fe-α ( 1 1 0 )

1-x

N Hex ( 0 0 0 2 )

200

400

600

800

1000

1200

10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Ângulo 2θ

Intensidade

1-x

N Hex ( 0 0 0 2 )

Fe-α ( 1 1 0 )

( 1 5 1 )

Fe-α ( 2 0 0 )

1-x

N Hex ( 1 0 -1 3 )

1-x

N Hex ( 2 0 -2 1 )

1-x

N Hex ( 2 0 -2 2 )

Fe-α ( 2 2 0 )

Figura 5.4 - Difratograma do aço AISI H13 não temperado.

Figura 5.5- Difratograma do conjugado BA Ti

1-x

N / AISI H13 não temperado.

Figura 5.6- Difratograma do conjugado AA Ti

1-x

N / AISI H13 não temperado.

5.2 Teste de adesão Rockwell C

De acordo com as imagens de microscopia óptica (Figura 5.7) obtidas após os testes de

adesão, considerando os sistemas do aço H13 não temperado, observa-se que o filme BA

1-x

N monofásico CFC apresentou melhor adesão ao aço H13 não temperado que o

filme AA Ti

1-x

N bifásico, o que é evidenciado pela maior delaminação do segundo filme

em relação ao primeiro (considerando a comparação de duas regiões de detalhes das

trincas), sendo a comparação baseada na Figura 4.1.

Em relação aos sistemas do aço temperado e revenido (Figura 5.8), observa-se que ambos

os filmes BA (bifásico) e AA (monofásico hexagonal) Ti

1-x

N apresentaram boa adesão

ao substrato H13 temperado e revenido (considerando a comparação de duas regiões de

detalhes das trincas). Este fato deve ser considerado na comparação entre o desempenho

destes conjugados em desgaste.

Ambas as imagens demonstram que as trincas apresentam-se circulares. Recobrimentos

podem desenvolver trincas que se propagam inteiramente no filme (trincas coesivas) ou

trincas que se propagam ao longo da interface filme-substrato (trincas adesivas). Para

trincas coesivas, dois diferentes comportamentos podem ser usualmente observados,

dependendo das características do sistema e da indentação. Um arranjo de trincas circulares

é desenvolvido sob a ação de tensões radiais. Se as tensões tangenciais predominarem,

trincas radiais ocorrerão preferencialmente. Em alguns casos, a dureza do substrato é usada

como indicador do tipo de trinca coesiva que será formada. Estudos anteriores

evidenciaram que substratos mais macios favorecem trincas circulares, enquanto trincas

radiais ocorrem preferencialmente em substratos mais duros (PIANA, 2005). Assim, os

resultados obtidos para os padrões de trinca dos conjugados estudados evidenciam que os

conjugados de substrato aço AISI H13 (mais macio em relação a outros substratos, como o

metal duro-WC-Co (DUCROS, 2003) tiveram trincas circulares, indicando que a dureza do

substrato influenciou os padrões de trinca.

Ressalta-se que as imagens dos conjugados do aço H13 temperado e revenido (Figura 5.8)

demonstram que as trincas do conjugado BA (filme bifásico) apresentam espaçamento

inferior às do conjugado AA (filme monofásico hexagonal), sugerindo que o conjugado BA

é menos tenaz ou mais duro (ZHANG, 2005), fato que provavelmente influenciará o seu

desempenho em desgaste. As imagens do teste de adesão também demonstram que as

indentações realizadas nos conjugados do aço não temperado foram bem maiores que as

indentações nos conjugados do aço temperado e revenido, o que sugere a influência da

dureza do substrato, sendo o aço temperado e revenido mais duro que o aço não temperado.

Figura 5.7- Imagens de microscopia óptica dos testes de adesão Rockwell C dos filmes Ti

N em AISI H13 não temperado. 150 Kgf (100X) a) BA Ti

1-x

N/ AISI H13 e b) AA

1-x

N/ AISI H13.

Figura 5.8- Imagens de microscopia óptica dos testes de adesão Rockwell C dos filmes Ti

N em AISI H13 temperado e revenido. 150 Kgf (100X) a) BA Ti

1-x

N/ AISI H13 e

b) AA Ti

1-x

N/ AISI H13.

As imagens de MEV após os testes de adesão dos conjugados BA e AA Ti

1-x

N/ H13 não

temperado (Figuras 5.9, 5.10 e 5.11) evidenciam a existência de trincas circulares ao redor

das indentações de ambos os conjugados. A presença de trincas circulares corrobora o fato

de substratos mais macios apresentarem trincas circulares, evidenciando que a dureza do

substrato influencia os padrões de trinca existentes ao redor da indentação (DUCROS,

2003).

Em todas as cargas aplicadas, não observa-se delaminação do filme BA Ti

1-x

(monofásico CFC) ao redor da indentação, sugerindo que o filme BA Ti

1-x

N apresentou

boa adesão ao substrato H13 não temperado. Entretanto, na maior carga aplicada -150 Kgf

(Figura 5.11), observa-se uma possível delaminação do filme AA Ti

1-x

N (bifásico), o

que pode confirmar as imagens de microscopia ótica obtidas. Este resultado evidencia que

este filme apresentou pior adesão ao aço H13 não temperado do que o filme BA, fato que

deve ser considerado na comparação entre o desempenho destes dois conjugados em

desgaste.

As imagens de MEV após os testes de adesão dos filmes ao aço temperado e revenido

(Figuras 5.12 a 5.18) corroboram as imagens de microscopia ótica no fato de ambos os

filmes BA e AA apresentarem boa adesão ao aço, em todas as cargas aplicadas.

Ressalta-se que em ambas as cargas aplicadas, as imagens do conjugado BA (filme

bifásico) com aumento de 500 X evidenciam que este conjugado apresenta trincas radiais,

características de sistemas mais duros (DUCROS, 2003). Este resultado confirma a

hipótese obtida com a imagem de microscopia ótica (Figura 5.8), que sugere maior número

de trincas (menor tenacidade ou maior dureza) do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado

(filme bifásico) em relação ao conjugado AA (filme hexagonal).

Figura 5.9 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 não temperado (filme CFC) e b) AA Ti

1-x

N / H13 não temperado (filme

bifásico). 62,5Kgf (70X).

Figura 5.10 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 não temperado (filme CFC) e b) AA Ti

1-x

N / H13 não temperado (filme

bifásico) . 100Kgf (60X).

Figura 5.11 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 não temperado (filme CFC) e b) AA Ti

1-x

N / H13 não temperado (filme

bifásico) .150Kgf (45X).

Figura 5.12 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme bifásico) e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e

revenido (filme hexagonal). 62,5Kgf (100X).

Figura 5.13 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme bifásico) e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e

revenido (filme hexagonal). 62,5 Kgf (170X).

Figura 5.14 – Imagem de MEV do teste de adesão Rockwell C do conjugado BA Ti

1-x

/ H13 temperado e revenido (filme bifásico) -demonstração das trincas radiais. 62,5 Kgf

(500X).

Figura 5.15 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme bifásico) e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e

revenido (filme hexagonal). 100 Kgf (100X).

Figura 5.16 – Imagem de MEV do teste de adesão Rockwell C do conjugado BA Ti

1-x

/ H13 temperado e revenido (filme bifásico) -demonstração das trincas radiais. 100 Kgf

(500X).

Figura 5.17 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme bifásico) e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e

revenido (filme hexagonal). 150 Kgf (100X).

Figura 5.18 – Imagens de MEV dos testes de adesão Rockwell C dos conjugados a) BA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme bifásico) e b) AA Ti

1-x

N / H13 temperado e

revenido (filme hexagonal). 150 Kgf (500X).

5.3 Espectroscopia de Emissão Óptica por Centelhamento

As curvas obtidas por esta análise, que representam a variação dos elementos Al e Fe com a

profundidade, são descritas nas Figuras 5.19 a 5.22.

Através dos gráficos obtidos, observa-se que em todas as curvas estudadas, o teor de

alumínio inicia-se alto, diminuindo com o aumento da profundidade, demonstrando a

transição dos filmes (que contêm Al) para os substratos (que não contêm Al). O contrário

ocorre com o ferro (elemento dos substratos), cuja quantidade aumenta com a profundidade

(transição dos filmes para os substratos). Todos os conjugados AA apresentam maior teor

de alumínio em relação aos conjugados BA, corroborando os resultados da análise de DRX,

que através das estruturas cristalinas, sugeriram diferença estrutural e, consequentemente,

diferença de teor de alumínio entre os filmes, o que é confirmado pela Figura 3.1.

Em relação aos conjugados do aço não temperado, observa-se na mesma escala de

profundidade (Figuras 5.19 e 5.20), que o encontro entre os teores de Al e Fe

(correspondente à transição do filme para o substrato), ocorreu em torno de 3800 nm (3,8

µm) para o conjugado BA (filme CFC) e em torno de 3000 nm (3 µm) para o conjugado

AA (filme bifásico), sugerindo que o filme do conjugado BA apresenta espessura

ligeiramente maior. Ressalta-se que o teor de alumínio do filme AA é aproximadamente o

dobro do teor de alumínio do filme BA, o que confirma a diferença estrutural observada na

análise de DRX (filme BA é monofásico CFC e filme AA é bifásico).

Os conjugados relativos ao substrato aço temperado e revenido (Figuras 5.21 e 5.22)

apresentaram curvas de composição química evidenciando, na mesma escala de

profundidade, que o filme AA apresenta espessura de aproximadamente 3000 nm (3 µm),

consideravelmente maior que a espessura do BA, que é em torno de 1000 nm (1 µm). Este

resultado pode influenciar a análise da resistência ao desgaste dos conjugados, pois a

espessura do filme é um fator que afeta o desgaste (DIAO, 1995). Observa-se menor

diferença entre os teores de alumínio dos filmes BA e AA do aço temperado, em

comparação aos filmes do outro substrato. Esta pequena diferença de teor de alumínio dos

revestimentos do aço temperado resultou em um filme bifásico (BA) e um filme

monofásico hexagonal (AA).

Figura 5.19- Variação da composição com a profundidade para o conjugado BA Ti

1-x

H13 não temperado (filme CFC).

Figura 5.20- Variação da composição com a profundidade para o conjugado AA Ti

1-x

H13 não temperado (filme bifásico).

Figura 5.21- Variação da composição com a profundidade para o conjugado BA Ti

1-x

H13 temperado (filme bifásico).

Figura 5.22- Variação da composição com a profundidade para o conjugado AA Ti

1-x

H13 temperado (filme hexagonal).

5.4 Ensaios de Penetração Instrumentada

5.4.1 Determinação da dureza e do módulo de elasticidade dos sistemas

Os valores de dureza (em GPa), profundidade máxima de penetração (em

m) e módulos

de elasticidade (em GPa) medidos na penetração instrumentada, estão nas Tabelas V.1 a

V.4.

De acordo com a penetração instrumentada (Tabela V.1), observa-se que a deposição do

filme AA Ti

1-x

N (bifásico) sobre o aço H13 não temperado, aumentou a sua dureza

superficial, considerando a maior carga aplicada (1900 mN), com maior influência do

substrato. Entretanto, a adição do revestimento BA (monofásico CFC) não alterou

significativamente a dureza do aço H13 não temperado, pois a 1900 mN observa-se que a

dureza permaneceu praticamente constante. Ressalta-se uma influência significativa de

ambos os filmes BA e AA na dureza do aço H13 temperado, a cargas superiores, como

1900 mN (Tabela V.2). Este fato sugere que, provavelmente a deposição dos filmes Ti

N sobre o aço H13 temperado influenciará mais o seu desempenho em desgaste do que

a deposição dos filmes Ti

1-x

N sobre o aço H13 não temperado.

Nas menores cargas aplicadas (32, 50 e 100 mN), em relação aos sistemas do aço não

temperado (Tabela V.1) observa-se que o filme do conjugado AA Ti

1-x

N apresentou

dureza superior ao filme do conjugado BA Ti

1-x

N, fator que deve ser considerado na

avaliação do desempenho dos conjugados em desgaste.

Este resultado confirma estudos realizados por (HASEGAWA, 2004; ZHOU, 1999;

SHUM, 2003), que indicaram que filmes monofásicos CFC (como o BA Ti

1-x

apresentam dureza inferior a filmes bifásicos com estruturas CFC e hexagonal (como o AA

1-x

N), sugerindo diferentes desempenhos destes conjugados em desgaste.

Em ambos os sistemas recobertos estudados, observa-se que a diminuição da dureza com o

aumento da carga evidencia o crescimento da influência do substrato H13 com a

profundidade de penetração.

As Tabelas V.3 e V.4 contêm valores dos módulos de elasticidade dos sistemas estudados,

sendo a análise do módulo de elasticidade importante na avaliação do desempenho em

desgaste dos sistemas (LEYLAND, 2000; PHARR, 1998). Em relação aos conjugados do

aço não temperado (Tabela V.3), observa-se em geral, uma ligeira redução do módulo de

elasticidade com o aumento da força aplicada, pois há a transição do filme cerâmico

(ligações químicas mais fortes ou maior módulo de elasticidade) para o substrato metálico

(ligações químicas mais fracas ou menor módulo de elasticidade) (CALLISTER, 2002).

Comparando os conjugados do aço não temperado estudados (Tabela V.3), o conjugado

AA, nas menores cargas aplicadas (de 32 a 100 mN- maior influência do filme), apresentou

módulos de elasticidade superiores ao conjugado BA. Este resultado corrobora o fato de

filmes bifásicos (estruturas CFC e hexagonal) apresentarem módulos de elasticidade

superiores a filmes monofásicos CFC (KUTSCHEJ, 2005; SHUM, 2003). Os valores de

módulo de elasticidade do conjugado BA/ H13 não temperado (filme CFC) não variaram

muito com a profundidade. O contrário é observado para o conjugado AA (filme bifásico),

em que há variação do módulo de elasticidade com a profundidade, indicando o maior

gradiente de intensidade das ligações químicas entre o filme AA e o substrato H13 não

temperado (CALLISTER, 2002).

Os ensaios de penetração instrumentada (Tabela V.2) evidenciaram que a deposição dos

filmes Ti

1-x

N BA e AA sobre o aço H13 temperado e revenido aumentou a sua dureza

superficial, fator que provavelmente influenciará o seu desempenho em desgaste

(WILLIAMS, 2005;

LEYLAND, 2000)

. Este fato foi observado em todas as cargas aplicadas,

inclusive na maior carga (1900 mN), correspondente à maior influência do substrato.

O aumento do teor de alumínio do filme do conjugado Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(Tabela V.2) diminuiu substancialmente a dureza do filme Ti

1-x

N (durezas

correspondentes à maior influência do filme- carga 32, 50, 300 e 100 mN e profundidade

em torno de 0,2

m).

A dureza obtida com a menor carga aplicada (32 mN) corresponde a uma profundidade de

penetração (aproximadamente 0,3

m), que é aproximadamente, menor ou igual à um

décimo das espessuras dos filmes (em torno de 3,8 µm para o BA/H13 não temperado; 3

µm para o AA/ H13 não temperado; 1 µm para o BA/H13 temperado e revenido e 3 µm

para o AA/ H13 temperado e revenido). Assim, o efeito do substrato pode ser desprezado

na dureza medida a esta faixa de carga (SPAIN, 2005; DING, 2005).

Este resultado está de acordo com estudos realizados por (HASEGAWA, 2004; ZHOU,

1999; SHUM, 2003) que demonstraram que filmes Ti

1-x

N com estrutura hexagonal

apresentam dureza inferior à dureza dos filmes Ti

1-x

N com estrutura cristalina bifásica

1-x

N-CFC e hexagonal, sendo os filmes AA e BA Ti

1-x

N estudados,

respectivamente. Além disso, estes resultados corroboram os resultados do teste de adesão

(Figura 5.8), que demonstram que as trincas do conjugado BA apresentam espaçamento

inferior às do conjugado AA, sugerindo que o conjugado BA (filme bifásico) é menos

tenaz ou mais duro (ZHANG, 2005).

A diferença significativa observada entre os valores de dureza dos filmes BA e AA

depositados sobre o aço H13 temperado e revenido (Tabela V.2), sugere diferença entre as

resistências ao desgaste destes conjugados.

Supõe-se que o conjugado BA/ H13 temperado (filme bifásico e bem mais duro) terá

melhor desempenho em desgaste do que o conjugado AA (filme hexagonal), pois em

muitas situações, quanto maior a dureza do material, maior será a sua resistência ao

desgaste (HUTCHINGS, 1992).

A comparação entre os substratos H13 não temperado e H13 temperado evidencia que os

tratamentos de têmpera e revenimento do aço H13 aumentaram a sua dureza superficial,

fato observado a 1900 mN.

Os valores de módulos de elasticidade obtidos para o aço temperado e revenido e seus

conjugados (Tabela V.4) evidenciam que, comparando os conjugados, o sistema BA (filme

bifásico) Ti

1-x

N apresentou módulos de elasticidade médios superiores (até a carga de

100 mN- maior influência do filme).

Considerando as cargas de maior influência do filme (32 a 100 mN), esta diferença pode ser

explicada pelo fato deste filme apresentar-se bifásico (com uma estrutura CFC e a outra

hexagonal), faixa de transição entre um filme mais metálico (com alumínio em solução

sólida na estrutura do CFC), para um filme cerâmico (com solução sólida na estrutura

hexagonal).

Estes resultados comprovam a literatura, que evidencia que a redução do módulo de

elasticidade com o aumento do teor de alumínio do filme Ti

1-x

N e com a mudança de

estrutura do campo bifásico para o campo hexagonal.

Observa-se que, na carga de 1900 mN, o aço H13 temperado apresentou módulo de

elasticidade inferior aos dos conjugados, provavelmente devido ao fato do aço apresentar

maior predomínio de ligações metálicas (fase Fe CCC e carbono em solução sólida em

maior quantidade e a fase cerâmica Cr

em menor quantidade), em comparação com as

fases dos filmes, resultando em menores valores de módulo de elasticidade (KUTSCHEJ,

2005; PALDEY, 2003;

CALLISTER, 2002).

Tabela V.1- Valores de dureza do substrato H13 não temperado e seus conjugados.

Força

(mN)

Médio

(GPa)

Desvio-padrão

(GPa)

Hmáx

(

Desvio-padrão

(

BA Ti

N /H13 não temperado (filme CFC)

30,824

5,754

0,267

0,017

20,145

,781

0,392

0,019

100

6,540

0,402

0,862

0,020

300

3,478

0,156

1,957

0,039

1000

2,752

0,041

3,937

0,091

1900

2,544

0,068

5,578

0,049

AA Ti

N /H13 não temperado (filme bifásico)

44,265

7,997

0,231

0,015

32,263

5,760

0,320

0,022

100

25,508

,645

0,492

0,020

300

7,209

0,764

1,435

0,056

1000

3,026

0,041

3,830

0,023

1900

2,916

0,068

5,328

0,049

H13 não temperado

1900

2,536

0,10

5,71

0,14

Tabela V.2-Valores de dureza do substrato H13 temperado e revenido e seus conjugados.

Força

(mN)

Médio

(GPa)

Desvio-padrão

(GPa)

Hmáx

(

Desvio-padrão

(

BA Ti

1-x

N /H13 temperado e revenido (filme bifásico)

52,43

9,29

0,22

0,01

42,20

5,58

0,30

0,01

100

24,43

4,12

0,51

0,03

300

15,90

2,13

1,10

0,04

1000

9,27

0,50

2,46

0,07

1900

8,08

0,36

3,54

0,12

AA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme hexagonal)

14,32

1,36

0,35

0,01

10,76

0,99

0,48

0,02

100

8,68

0,55

0,75

0,02

300

8,38

0,41

1,31

0,02

1000

7,75

0,44

2,49

0,05

1900

7,56

0,25

3,43

0,05

H13 temperado e revenid

1900

6,26

0,23

6,04

0,14

Tabela V.3- Valores de módulos de elasticidade do substrato H13 não temperado e seus

conjugados.

Força

(mN)

E Médio

(GPa)

Desvio-padrão

(GPa)

hmáx

(

Desvio-padrão

(

BA Ti

N /H13 não temperado (filme CFC)

481,87

67,27

0,267

0,017

388,45

67,54

0,392

0,019

100

362,75

58,40

0,862

0,020

300

376,32

20,41

1,957

0,039

1000

396,33

17,36

3,937

0,091

1900

401,55

19,81

5,578

0,049

AA Ti

N /H13 não temperado (filme bifásico)

578,59

68,04

0,231

0,015

536,39

68,02

0,320

0,022

100

456,68

32,28

0,492

0,020

300

246,54

21,84

1,435

0,056

1000

191,49

5,18

3,830

0,023

1900

203,90

9,81

5,328

0,049

H13 não temperado

1900

147,36

42,96

5,71

0,14

Tabela V.4-Valores de módulos de elasticidade do substrato H13 temperado e revenido e

seus conjugados.

Força

(mN)

E Médio

(GPa)

Desvio-padrão

(GPa)

hmáx

(

Desvio-padrão

(

BA Ti

1-x

N /H13 temperado e revenido (filme bifásico)

707,36

85,28

0,22

0,01

555,99

51,41

0,30

0,01

100

412,43

49,39

0,51

0,03

300

233,59

30,54

1,10

0,04

1000

197,01

24,33

2,46

0,07

1900

207,74

35,58

3,54

0,12

AA Ti

N / H13 temperado e revenido (filme hexagonal)

468,25

81,40

0,35

0,01

420,80

82,27

0,48

0,02

100

322,35

1,64

0,75

0,02

300

459,49

42,07

1,31

0,02

1000

370,88

51,45

2,49

0,05

1900

470,66

25,39

3,43

0,05

H13 temperado e revenido

1900

312,43

17,86

4,88

0,53

5.4.2 Comparação entre os valores de dureza obtidos para os sistemas

A comparação realizada entre os valores médios de dureza obtidos a 1900 mN, feita através

do “Software Minitab” (teste estatístico “t sudent”), para os sistemas aço H13 temperado e

seus conjugados, está mostrada nas Tabelas V.5 e V.6.

O fato dos valores de p obtidos serem menores que

(0,05), indica que a hipótese H

(as

durezas médias são iguais) deve ser rejeitada, ou seja, com 95% de confiança, as durezas

médias obtidas a 1900 mN são diferentes, quando se compara o conjugado BA com o AA/

H13 temperado e cada conjugado com o substrato aço H13 temperado (Tabela V.5)

Tabela V.5- Comparação entre as durezas a 1900 mN para o aço H13 temperado e revenido

e seus conjugados.

Força 1900mN

MÉDIAS

COMPARADAS

Valor de

RESULTADO

AA e H13 0,000 Não são iguais

BA e H13 0,000 Não são iguais

AA e BA 0,001 Não são iguais

Os resultados dos testes estatísticos realizados para comparar as durezas dos conjugados

obtidas a 32mN, estão contidos na Tabela V.6.

Tabela V.6- Comparação entre as durezas a 32 mN dos conjugados do aço temperado e

revenido.

Força 32mN

MÉDIAS

COMPARADAS

Valor

de p

RESULTADO

BA e AA 0,000 Não são iguais

BA e AA 0,000 BA > AA

De acordo com a Tabela V.6, conclui-se com 95% de confiança, que as durezas dos

conjugados AA e BA Ti

1-x

N/ H13 temperado são diferentes e o conjugado BA (filme

bifásico) apresenta dureza superior, em comparação ao conjugado AA (filme hexagonal)

(valor de p

que 0,05, possibilitando rejeitar a hipótese H0).

O teste estatístico “t sudent”, realizado para estabelecer a comparação entre os valores

médios de dureza obtidos para os sistemas não temperados está demonstrado nas Tabelas

V.7 e V.8.

Para a carga de 1900mN, o valor de p obtido foi menor que

(0,05), indicando que a

hipótese H

deve ser rejeitada, ou seja, as médias dos valores de dureza não são iguais,

comparando o conjugado BA com o AA/ H13 não temperado e cada conjugado com o

substrato aço H13 não temperado com 95% de confiança (Tabela V.7).

Tabela V.7- Comparação entre as durezas a 1900 mN para o aço H13 não temperado e seus

conjugados.

Força 1900mN

MÉDIAS

COMPARADAS

Valor

de p

RESULTADO

AA e H13 0,000 Não são iguais

BA e H13 0,001 Não são iguais

AA e BA 0,000 Não são iguais

Na carga de 32 mN, os testes estatísticos realizados para verificar a diferença entre as

durezas dos conjugados estão demonstrados na Tabela V.8.

Tabela V.8- Comparação entre as durezas a 32 mN dos conjugados do aço não temperado.

Força 32mN

MÉDIAS

COMPARADAS

Valor

de p

RESULTADO

BA e AA 0,001 Não são iguais

BA e AA 0,001 AA > BA

Os valores de dureza a 32 mN (maior influência do filme) dos conjugados AA e BA Ti

N/ H13 não temperados, com 95% de confiança, são diferentes. Além disso, pode-se

afirmar com 95% de confiança, que o valor da dureza do conjugado AA (filme bifásico) é

maior que a dureza do conjugado BA (filme CFC) (valor de p menor que 0,05, o que

implica que a hipótese H0 deve ser rejeitada).

5.4.3 Valores de H/E obtidos para os sistemas

As Tabelas V.9 e V.10 contêm novamente os valores de dureza e de módulo de elasticidade

dos sistemas estudados, incluindo o quociente entre eles ou (H/E).

Em relação aos sistemas do aço H13 não temperado (Tabela V.9), observa-se que o

conjugado AA (filme bifásico) apresentou razão H/E superior ao conjugado BA (filme

CFC) em todas as cargas aplicadas, sugerindo maior deformação elástica até a falha em

desgaste. Nesse caso, a razão H/E também constitui e deverá ser considerada um fator

determinante, além da dureza dos filmes, na comparação do desempenho em desgaste dos

conjugados do aço não temperado (BEAKE, 2006; LEYLAND, 2000; PHARR, 1998).

Os valores de H/E obtidos para os sistemas do aço temperado e revenido (Tabela V.10)

demonstram que o conjugado BA Ti

1-x

N (filme bifásico) apresentou valores superiores

de H/E em comparação ao conjugado AA (filme hexagonal) , em todas as cargas e

profundidades de penetração referentes aos valores de H e E medidos. Este resultado sugere

que o conjugado BA deverá obter maior deformação elástica até a falha em desgaste, fator

positivo para otimizar o seu desempenho em desgaste, em comparação ao outro conjugado.

Ressalta-se que este conjugado BA (filme bifásico) apresenta duas características positivas

em relação ao desgaste, dureza superior e H/E superior, quando comparado ao outro

conjugado AA (filme hexagonal). Considerando a carga de 1900 mN, este conjugado

também apresentou H/E superior ao do aço H13 temperado e revenido, o que também

sugere o seu melhor desempenho em desgaste quando comparado ao aço sem revestimento.

A alta dureza do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico),

associada ao seu alto H/E podem otimizar o seu desempenho em desgaste (BEAKE, 2006;

LEYLAND, 2000; PHARR, 1998).

Tabela V.9- Razão H/E do aço não temperado e seus conjugados.

Sistema H/E

BA Ti

1-x

N /H13

não temperado

(filme CFC)

0,0639

0,0519

0,0180

0,0092

0,0069

0,0063

AA Ti

1-x

N /H13

não temperado

(filme bifásico)

0,0765

0,0601

0,0559

0,0292

0,0158

0,0143

H13 não temperado

0,0172

Tabela V.10- Razão H/E do aço temperado e revenido e seus conjugados.

Sistema H/E

BA Ti

1-x

N /H13

temperado e

revenido

(filme bifásico)

0,074

0,0759

0,0592

0,0681

0,0471

0,0389

AA Ti

1-x

N /H13

temperado e

revenido

(filme hexagonal)

0,0306

0,0256

0,0269

0,0182

0,0209

0,016

H13 temperado e

revenido

0,0296

5.5 Perfilometria após o desgaste

5.5.1 Perfilometria após o desgaste contra Si

5.5.1.1 Aço H13 não temperado e seus conjugados

As imagens topográficas das texturas superficiais dos sistemas estudados após o desgaste e

a metodologia para a estimativa do volume de desgaste (item 4.7) estão ilustradas nas

seguintes figuras.

Comparando os conjugados AA Ti

1-x

N e BA Ti

1-x

N do H13 não temperado, observa-

se que a superfície após o uso do recurso de remoção de forma do segundo conjugado

apresentou amplitude total (distância entre o pico mais alto e o vale mais profundo)

(Figuras 5.24 e 5.25) ligeiramente superior (17,5

m) à superfície do primeiro conjugado

(11,9

m) (HOMMELMAP 4.0). Embora o parâmetro amplitude total não esteja

diretamente associado à taxa de desgaste do material, que depende do volume

(HUTCHINGS, 1992), a maior amplitude total do perfil do conjugado BA Ti

1-x

N (filme

CFC) sugere seu o maior desgaste, considerando a comparação entre estes conjugados. Este

fato é corroborado através da superfície invertida (em que os picos tornam-se vales) e de

sua densidade de picos. As imagens de ambos os conjugados após o desgaste tiveram

amplitude total inferior ao perfil do aço H13 não temperado (amplitude 31,5

m- Figura

5.23), o que sugere o maior desgaste do aço sem recobrimento. Este fato também é

confirmado através das imagens dos perfis invertidos (Figuras 5.26, 5.27 E 5.28)

(HOMMELMAP 4.0).

µm

31.5 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.23- Superfície após remoção de forma do aço H13 não temperado.

Figura 5.24- Superfície após remoção de forma do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não

temperado (filme CFC).

µm

17.5 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.25- Superfície após remoção de forma do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não

temperado (filme bifásico).

As densidades de picos dos perfis invertidos (que correspondem aos vales dos perfis sem

inversão) (Figuras 5.26 a 5.31) demonstram que a superfície do conjugado BA Ti

1-x

(filme CFC) apresenta a maior concentração de picos por mm

(em torno de 27

picos/mm

) em amplitudes em torno de 5

m, sendo que a superfície do conjugado AA Ti

N (filme bifásico) possui a maior concentração de picos em torno de 45 picos/mm

amplitudes de aproximadamente 3

m. Estes resultados indicam a superior concentração de

vales de maiores amplitudes para o conjugado BA Ti

1-x

N/ H13 não temperado,

monofásico CFC, sugerindo o maior desgaste deste conjugado, em comparação ao

conjugado AA Ti

1-x

N. Comparando o aço não temperado e seus conjugados, observa-se

que a superfície invertida do aço H13 sem revestimento, com maior concentração de picos

em torno de 9 picos/mm

em amplitudes de aproximadamente 5 a 7

m e o conjugado BA,

µm

11.9 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

apresentaram as maiores concentrações de vales de maior amplitude, sugerindo o menor

desgaste do conjugado AA Ti

1-x

N/ H13 não temperado (filme bifásico).

De acordo com os histogramas de densidade de picos das superfícies invertidas, para

delimitar a região do traço de desgaste, realizou-se um corte em amplitudes

correspondentes ao início do traço de desgaste nestes perfis. Assim, o corte foi feito em

amplitudes inferiores a 4,9

m no perfil do conjugado BA Ti

1-x

N, a amplitudes menores

que 2,8

m no perfil do AA Ti

1-x

N e em amplitudes inferiores a 5

m no perfil do aço

H13 (ver Figuras 5.29 a 5.31).

µm

31.5 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.26- Superfície invertida do aço H13 não temperado.

Figura 5.27- Superfície invertida do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

CFC).

Figura 5.28- Superfície invertida do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

bifásico).

µm

17.5 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

11.9 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

0 5 10 15 20 25 30 µm

pks/mm2

Particles Count Histogram

Figura 5.29- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do aço H13 não

temperado.

0 2 4 6 8 10 12 14 16 µm

pks/mm2

Particles Count Histogram

Figura 5.30- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado BA

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC).

Figura 5.31- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado AA

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).

As superfícies invertidas do aço H13 não temperado e de seus conjugados, obtidos após o

primeiro procedimento de corte, realizado para delimitar a região do traço de desgaste, são

ilustrados nas Figuras 5.32, 5.33 e 5.34. De acordo com estas imagens, observa-se que a

largura do traço de desgaste e a amplitude total do perfil do conjugado BA Ti

1-x

N/H13

não temperado (filme CFC) são superiores à largura do traço de desgaste e amplitude do

conjugado AA Ti

1-x

N (filme bifásico), o que corrobora a evidência de um maior

desgaste do primeiro conjugado. Na comparação entre os três sistemas estudados, ressalta-

se que o perfil do aço H13 não temperado sem revestimento apresenta a maior amplitude

total, o que sugere o seu maior desgaste em comparação aos sistemas recobertos. Este fato é

0 2 4 6 8 10 µm

pks/mm2

Particles Count Histogram

confirmado pelas imagens dos perfis sem inversão (retorno à posição inicial após o corte-

Figuras 5.35, 5.36 e 5.37).

µm

26.4 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.32- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do aço H13 não temperado.

Figura 5.33- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC).

µm

12.5 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.34- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).

As imagens sem inversão (retorno à posição inicial após o corte) estão contidas nas Figuras

5.35, 5.36 e 5.37.

µm

26.4 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.35- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do aço H13 não temperado.

µm

9.1 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.36- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC).

Figura 5.37- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme

bifásico).

µm

12.5 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

9.1 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

As imagens após o segundo corte (de 10 a 100%) nos perfis sem inversão para excluir os

picos mais altos (10%), que provavelmente correspondem à rugosidade da superfície e que

existem na superfície mesmo após o primeiro corte realizado, estão ilustradas nas Figuras

5.38, 5.39 e 5.40.

µm

23.3 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.38- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do aço

H13 não temperado.

Figura 5.39- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC).

Figura 5.40- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.5

8.5

8.67 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

6.67 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

As imagens das superfícies estudadas após o procedimento de “Erase Defects”, usado para

estabelecer o plano de referência e excluir toda a rugosidade externa aos traços de desgaste

estão demonstradas nas Figuras 5.41, 5.42 e 5.43. Estas imagens confirmam, após

estabelecer um plano de referência, a maior amplitude total do conjugado BA Ti

1-x

quando comparado ao outro conjugado, evidenciando a maior distância do plano médio ao

vale mais profundo do conjugado BA Ti

1-x

N (filme CFC), o que sugere a superior

profundidade de desgaste deste conjugado. Estas imagens também corroboram a maior

amplitude e superior largura do traço de desgaste do aço H13 não temperado sem

revestimento, comparado aos sistemas recobertos.

µm

23.3 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.41- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do aço H13 não temperado.

Figura 5.42- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado (filme CFC).

Figura 5.43- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado (filme bifásico).

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.5

8.5

8.67 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

6.67 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Os volumes e profundidades de vales (correspondentes ao volumes e profundidades dos

traços de desgaste) obtidos da superfície após o “Erase Defects” (Figuras 5.44, 5.45 e 5.46)

evidenciam que a superfície do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado apresentou

volume de desgaste (volume de buracos) igual a 0,0531 mm

, 108% superior ao volume da

superfície do conjugado AA Ti

1-x

N (0,0255 mm

), corroborando a maior taxa de

desgaste (volume/distância de deslizamento) (HUTCHINGS, 1992) do conjugado BA Ti

N monofásico CFC, que apresenta menor dureza e menor razão H/E, além de melhor

adesão do filme ao aço H13 não temperado. Ressalta-se que a superfície do conjugado BA

1-x

N apresentou, respectivamente, profundidades de desgaste máxima e média em

torno de 30% e 140 % superiores, iguais a 8,67 e 4,82

m, contra 6,67 e 2,01

m do

conjugado AA bifásico CFC e hexagonal, o que confirma o melhor desempenho do

conjugado AA em desgaste.

A superfície do aço H13 não temperado sem revestimento apresentou o maior volume de

desgaste (0,215 mm

) e as maiores profundidade máxima (23,3 µm) e média (12,4 µm),

quando comparado aos conjugados (Figuras 5.44, 5.45 e 5.46), indicando que a deposição

dos filmes Ti

1-x

N monofásicos CFC e bifásicos protegeu o aço H13 não temperado

contra o desgaste.

Hole

Surface (mm2) 17.3 0

Volume (mm³) 0.215 0

Max. depth/height (µm) 23.3 0

Mean depth/height (µm) 12.4 0

Figura 5.44- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do aço H13 não

temperado.

Figura 5.45- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado (filme CFC).

Hole

Surface (mm2) 11 0

Volume (mm³) 0.0531 0

Max. depth/height (µm) 8.67 0

Mean depth/height (µm) 4.82 0

Hole

Surface (mm2) 12.7 0

Volume (mm³) 0.0255 0

Max. depth/height (µm) 6.67 0

Mean depth/height (µm) 2.01 0

Figura 5.46- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado (filme bifásico).

Os valores dos volumes de desgaste obtidos através dos três testes realizados (um teste e

duas réplicas) para cada sistema conjugado e dois testes (um teste e uma réplica) para o aço

não temperado, além do volume médio e do desvio padrão, estão contidos na Tabela V.11.

Através desta tabela, observa-se que os valores médios de volumes de desgaste e seus

desvios padrão, obtidos para os conjugados do aço não temperado corroboram o maior

desgaste do conjugado BA (filme CFC) , em relação ao conjugado AA (filme bifásico). Os

valores da tabela também corroboram o maior desgaste do aço H13 não temperado sem

revestimento, dentre os sistemas estudados.

Ressalta-se diferença considerável entre os volumes dos conjugados estudados, sendo a

diferença média de volume de aproximadamente 82%. O volume de desgaste do aço H13

é, em média, 656 % maior que o do conjugado AA e 315% superior ao do conjugado BA.

Tabela V.11- Volumes de desgaste estimados por perfilometria para os sistemas do aço

H13 não temperado.

Volumes de

desgaste

(mm

)

Volume

Médio

Desvio

padrão

Aço H13

não temperado

0,1905

0,0346

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

0,0459

0,0105

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

0,0252

0,003

Para validar a metodologia elaborada através da perfilometria para a determinação do

volume de desgaste dos sistemas, estimou-se o volume de desgaste utilizando a

metodologia proposta pela Norma ASTM G 99-05 (itens 3.1 e 4.7), que estabelece o

cálculo do volume de desgaste a partir das larguras médias e dos raios dos traços de

desgaste. As Figuras 5.47, 5.48 e 5.49 demonstram a medição das larguras dos traços de

desgaste. O valor da largura do traço de desgaste corresponde às distâncias horizontal e

obliqua entre os pontos assinalados no traço.

Cursor 1 Cursor 2

X = 7.06 mm X = 7.84 mm

Y = 3.49 mm Y = 3.49 mm

Z = 19.4 µm Z = 16.1 µm

Horizontal distance 0.784 mm

Variation in height 3.29 µm

Oblique distance 0.784 mm

Figura 5.47- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do aço H13 não temperado.

Figura 5.48- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme CFC).

Cursor 1 Cursor 2

X = 1.61 mm X = 1.03 mm

Y = 3.92 mm Y = 3.93 mm

Z = 4.73 µm Z = 5.25 µm

Horizontal distance 0.577 mm

Variation in height 0.52 µm

Oblique distance 0.577 mm

Figura 5.49- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste Da superfície

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).

A Tabela V.12 contém os valores das larguras dos traços de desgaste medidos e as larguras

médias para os sistemas do aço não temperado. Observa-se variação entre os valores de

largura do traço de desgaste de um mesmo sistema, sugerindo o desgaste não uniforme.

Além disso, ao analisar o desvio padrão dos valores da largura média dos conjugados ,

verifica-se que os traços de desgaste dos conjugados apresentaram valores muito próximos

de largura, parâmetro que não diferencia o seu desempenho em desgaste. Ressalta-se que o

traço de desgaste do aço H13 não temperado sem revestimento apresentou largura média

ligeiramente maior, confirmando o seu maior desgaste na comparação entre os sistemas

estudados. Os valores de largura dos traços de desgaste estimados por perfilometria estão

na mesma ordem de grandeza de estudos recentes contidos na literatura, sobre o desgaste de

filmes Cr

1-x

N contra esferas de Si

6 mm (mesmas condições experimentais deste

trabalho), cuja largura do traço de desgaste variou entre 0,26 e 0,59 mm (BOBZIN, 2007).

Cursor 1 Cursor 2

X = 7.16 mm X = 7.53 mm

Y = 4.27 mm Y = 4.38 mm

Z = 4.13 µm Z = 5.32 µm

Horizontal distance 0.392 mm

Variation in height 1.19 µm

Oblique distance 0.392 mm

Tabela V.12 - Estimativa da largura do traço de desgaste dos sistemas do aço H13 não

temperado.

Larguras

(mm)

Primeira

medição

Segunda

medição

Terceira

medição

Quarta

Medição

Largura

Média

Desvio

padrão

Aço H13

não temperado

0,683 0,734 0,924 0,784 0, 781 0,104

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

0,645 0,47 0,699 0,577 0, 598 0,099

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

0,616 0,409 0,392 0,659 0, 519 0,138

A Figura 5.50 demonstra a medição por perfilometria e a conseqüente confirmação do

diâmetro do traço de desgaste do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado, dado

fornecido ao software do Tribômetro antes de iniciar o teste de desgaste. A confirmação ou

verificação do valor do diâmetro do traço ocorreu com o objetivo de aumentar a

confiabilidade do uso do raio do traço de desgaste no posterior cálculo do volume através

do procedimento da Norma ASTM G 99-05. Utilizou-se o procedimento de “Distância de

Medição” do software

Mountains

, que determina a distância entre dois pontos definidos ao

longo do traço de desgaste. O raio do traço de desgaste corresponde à distância horizontal

da Figura 5.50. O valor de distância horizontal igual a 6,07 mm confirma que diâmetro do

traço de desgaste é aproximadamente 6 mm, sendo 3 mm o seu raio.

Figura 5.50- Demonstração da determinação do diâmetro do traço de desgaste da superfície

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 não temperado (filme bifásico).

A Tabela V.13 contém os valores dos volumes de desgaste dos sistemas no aço não

temperado, estimados através do procedimento da Norma ASTM G 99-05, obtidos a partir

dos valores das larguras médias obtidas e dos raios do traço de desgaste e da esfera de

, procedimento descrito no item 3.1. Através da tabela, observa-se que o

procedimento descrito na Norma para a determinação do volume de desgaste corrobora a

metodologia que utiliza a perfilometria, pois ambos evidenciam que o conjugado BA Ti

N (filme CFC) no aço não temperado apresentou volume de desgaste superior,

comparando os conjugados estudados e o aço H13 sem revestimento apresentou maior

volume de desgaste médio que os sistemas recobertos.

Cursor 1 Cursor 2

X = 1.16 mm X = 7.23 mm

Y = 3.98 mm Y = 4.21 mm

Z = 2.91 µm Z = 4.25 µm

Horizontal distance 6.07 mm

Variation in height 1.34 µm

Oblique distance 6.07 mm

Tabela V.13 - Volumes de desgaste estimados do procedimento da Norma ASTM G 99-05

para os sistemas do aço H13 não temperado.

Volumes de

desgaste

(mm

)

Volume

Médio

Desvio

Padrão

Aço H13

não temperado

0,225

0,0339

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

0,1557

0,0418

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

0,0828

0,0093

A Tabela V.14, para efeito de comparação, contém os volumes de desgaste estimados

através da perfilometria tridimensional e os volumes de desgaste estimados através da

Norma ASTM G 99-05. Observa-se diferenças significativas entre os valores de volume de

desgaste calculados através dos dois procedimentos, o que pode ser explicado pelo fato da

Norma ASTM G 99-05 utilizar a largura do traço de desgaste para estimar o volume. Este

procedimento considera a largura constante e o desgaste da esfera desprezível em relação

ao desgaste da amostra. Entretanto, observa-se que os traços de desgaste dos sistemas

estudados apresentaram variação de largura, fato demonstrado nas imagens de perfilometria

e nos valores de largura estimados para cada sistema (Tabela V.12). Assim, para um traço

de desgaste não-uniforme (com variação de largura), a metodologia elaborada através da

perfilometria mostrou-se mais precisa do que a metodologia descrita pela Norma ASTM G

99-05, devido ao fato da metodologia proposta estimar o volume correspondente à toda a

região do traço de desgaste, o que considera a variação de largura (heterogeneidade)

existente. Ressalta-se a menor diferença (18 %) entre os volumes obtidos através dos dois

procedimentos, para o perfil do aço H13 sem revestimento.

Tabela V.14- Comparação entre os procedimentos de perfilometria e da Norma ASTM G

99-05 na determinação dos volumes de desgaste dos sistemas do aço não temperado.

Sistemas

Volume médio de

desgaste obtido por

perfilometria

Volume médio de

desgaste estimado

através da Norma

ASTM G 99-05

Diferença percentual

[(Volume Norma -

Volume perfilom)/

Volume perfilom]

x 100

Aço H13

não temperado

0,1905 ± 0,0346

0,225 ± 0,0339

18 %

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

0,0459 ± 0,0105

0,1557 ± 0,0418

239 %

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

0,0252 ± 0,0030

0,0828 ± 0,0093

229 %

A Tabela V.15, que ilustra os valores das taxas e dos coeficientes de desgaste estimados

para os conjugados, demonstra que na mesma carga aplicada no teste de desgaste, o

conjugado monofásico CFC Ti

1-x

N apresentou a maior taxa de desgaste Q (8,11 x 10

-5

/m) e os maiores coeficientes de desgaste adimensional (K) e dimensional (k)

(HUTCHINGS, 1992), em comparação com o conjugado bifásico Ti

1-x

N , com taxa de

desgaste Q igual a 4,45 x10

-5

/m.

Estes resultados indicam e corroboram a menor resistência ao desgaste do conjugado BA

1-x

N/ H13 não temperado, dentre os conjugados. Os valores obtidos para os

coeficientes de desgaste adimensional (que depende da dureza do material) evidenciam que,

em todas as durezas medidas, o conjugado BA Ti

1-x

N (filme CFC) apresentou maiores

coeficientes de desgaste, o que confirma o pior desempenho deste conjugado em desgaste.

Este fato é confirmado pelos valores de coeficiente de desgaste dimensional (k) obtidos.

Ressalta-se a diferença de uma ordem de grandeza entre os valores deste coeficiente,

obtidos quando se compara os conjugados estudados, sugerindo que o conjugado BA

monofásico CFC apresentou consideravelmente menor resistência ao desgaste do que o

conjugado bifásico, sendo a resistência ao desgaste igual a 1/k (Tabela V.16)

(HUTCHINGS, 1992). A taxa de desgaste Q do aço H13 não temperado sem revestimento

foi superior à taxa dos sistemas recobertos (Tabela V.15) e sua resistência ao desgaste 1/k

foi inferior (Tabela V.16), o que corrobora a proteção do filme Ti

1-x

N contra o desgaste

do aço H13 não temperado.

Deve ser enfatizado que o coeficiente de desgaste dimensional (k), por não depender da

dureza do material conjugado, torna-se um parâmetro mais abrangente e preciso para a

avaliação do desgaste, devido à dificuldade existente na escolha do (s) valor (es) de dureza

do conjugado, procedimento necessário para a avaliação do desgaste através do coeficiente

de desgaste adimensional (K). Os valores de k encontrados na Tabela V.15 são

comparáveis a valores encontrados na literatura. Testes de desgaste realizados por Bobzin

et. al. (2007) de conjugados Cr

1-x

N desgastados contra esferas de Si

6 mm (mesmas

condições experimentais deste trabalho), estimaram para estes conjugados valores de k

entre 0,1 e 13 x 10

-5

/ N (BOBZIN, 2007). Ressalta-se o fato do conjugado AA Ti

N/ H13 não temperado ter apresentado melhor desempenho em desgaste que o

conjugado BA, apesar de evidências do filme do primeiro conjugado possuir adesão pior ao

aço. Este resultado evidencia que, para os sistemas do aço não temperado, a alta dureza do

filme Ti

1-x

N e a alta razão H/E influenciaram mais o desgaste dos conjugados do que a

adesão dos filmes em relação ao substrato.

Ressalta-se que os valores de coeficientes de desgaste K encontrados são da ordem de 10

-5

e 10

-4

, indicando que o desgaste não foi severo (não houve alta taxa de desgaste). A

literatura considera desgaste severo quando K está entre 10

-4

e 10

-2

(HUTCHINGS, 1992).

Estes resultados corroboram a validação da metodologia utilizada através da perfilometria

tridimensional para a determinação do volume de desgaste e, consequentemente, da taxa de

desgaste dos materiais estudados.

Tabela V.15- Taxa e coeficientes de desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados.

Sistemas W

(N)

(m)

(mm

)

(mm

/m)

HIT

(GPa)

K k

/N)

Aço H13

não temperado

7 565,8

0,1905 3,37 x 10

-4

2,536 1,22 x 10

-4

4,8 x10

-5

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

7 565,8

0,0459

8,11 x 10

-5

30,824

20,145

6,540

3,478

2,752

2,544

3,57 x 10

-4

2,33 x 10

-4

7,5 x 10

-5

4,02 x 10

-5

3,18 x 10

-5

2,95 x 10

-5

1,16 x10

-5

1,16 x10

-5

1,16 x10

-5

1,16 x10

-5

1,16 x10

-5

1,16 x10

-5

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

7 565,8

0,0252

4,45 x 10

-5

44,265

32,263

25,508

7,209

3,026

2,916

2,81 x 10

-4

2,05 x 10

-4

1,62 x 10

-4

4,58 x 10

-5

1,92 x 10

-5

1,85 x 10

-5

6,4 x 10

-6

6,4 x 10

-6

6,4 x 10

-6

6,4 x 10

-6

6,4 x 10

-6

6,4 x 10

-6

W: Carga aplicada no teste de desgaste; S: Distância de deslizamento; V: Volume estimado

por perfilometeria; Q: Taxa de desgaste; HIT: Dureza medida em cada carga do teste de

dureza; K: Coeficiente de desgaste adimensional; k: Coeficiente de desgaste dimensional.

Tabela V.16- Resistência ao desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados.

Sistemas 1/k

(N /m

)

Aço H13

não temperado

2,08 x 10

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

8,62 x 10

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

1,56 x 10

5.5.1.2 Aço H13 temperado e revenido e seus conjugados

A perfilometria após o desgaste do aço H13 temperado e revenido e seus conjugados está

demonstrada nas seguintes figuras . Através das Figuras 5.52 e 5.53, observa-se que a

superfície após o uso do recurso de remoção de forma do conjugado AA monofásico

hexagonal apresentou amplitude total (12,2

m) (distância entre o maior pico e o vale mais

profundo) superior à do conjugado BA bifásico (9,21

m) (HOMMELMAP 4.0), o que

pode evidenciar o maior desgaste do primeiro conjugado, comparando os conjugados

estudados. O mesmo fato é observado na comparação entre a amplitude total da superfície

do aço temperado e revenido (15,9

m) em relação aos perfis dos seus conjugados (Figuras

5.51, 5.52 e 5.53). Ressalta-se a existência de picos (demonstrados pelas figuras) que

interferem na amplitude total e não fazem parte dos traços de desgaste, correspondendo à

rugosidade das superfícies. Este fato confirma a necessidade de realização dos

procedimentos de corte nas superfícies dos conjugados estudados, o que é confirmado

através das análises das superfícies invertidas em relação ao eixo z (Figuras 5.54, 5.55 e

5.56), em que os picos tornam-se vales e vice-versa. Além disso, observa-se que as imagens

sem inversão e invertidas dos conjugados demonstram a maior largura do traço de desgaste

do conjugado AA (filme monofásico hexagonal), em relação ao outro conjugado e a largura

superior do traço do aço temperado em relação aos seus conjugados, sugerindo o maior

desgaste do aço e o menor desgaste do conjugado BA (filme bifásico).

µm

15.9 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.51- Superfície após remoção de forma do aço H13 temperado e revenido.

Figura 5.52 – Superfície após remoção de forma do conjugado BA Ti

1-x

N/H13

temperado e revenido (filme bifásico).

Figura 5.53- Superfície após remoção de forma do conjugado AA Ti

1-x

N/H13

temperado e revenido (filme hexagonal).

µm

12.2 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

9.21 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

As Figuras 5.58 e 5.59, correspondentes às densidades de picos das superfícies invertidas

dos conjugados (que correspondem aos vales das superfícies sem inversão), evidenciam

que o conjugado AA monofásico hexagonal apresenta a maior densidade de picos por mm

(aproximadamente 50 picos/mm

) em amplitudes em torno de 5,5

m. A superfície do

conjugado BA bifásico possui a maior concentração de picos em torno de 55 picos/mm

amplitudes de aproximadamente 4,5

m, evidenciando ligeiramente uma maior

concentração de vales de maiores amplitudes para o conjugado AA (filme hexagonal), o

que sugere e corrobora o seu maior desgaste, comparando os conjugados.

A superfície invertida do aço temperado e revenido (Figura 5.57) apresentou a maior

concentração de picos a aproximadamente 6

m, amplitude ligeiramente superior às

amplitudes de maior concentração de picos dos conjugados, sugerindo o maior desgaste do

aço. Ressalta-se que a delimitação da região do traço de desgaste nos histogramas de

densidade de picos das superfícies invertidas do aço H13 temperado e revenido e seus

conjugados englobou a realização de um corte de amplitudes menores que 4

m na imagem

do conjugado BA Ti

1-x

N (filme bifásico), um corte de amplitudes menores que 5

m na

superfície do conjugado AA Ti

1-x

N (filme hexagonal) e a amplitudes inferiores a 5,5

no aço temperado e revenido .

µm

15.9 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.54- Superfície invertida do aço H13 temperado e revenido.

Figura 5.55- Superfície invertida do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme bifásico).

Figura 5.56- Superfície invertida do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme hexagonal).

µm

12.2 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

9.21 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

0 2 4 6 8 10 12 14 µm

pks/mm2

Particles Count Histogram

Figura 5.57- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do aço H13

temperado e revenido.

Figura 5.58- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado BA

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).

0 2 4 6 8 µm

pks/mm2

Particles Count Histogram

Figura 5.59- Histograma de densidade de picos da superfície invertida do conjugado AA

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).

As Figuras 5.60, 5.61 e 5.62 correspondem às superfícies invertidas após o primeiro corte

realizado, utilizado para delimitar a região do traço de desgaste. Estas figuras confirmam a

maior amplitude e maior largura do traço de desgaste do conjugado AA monofásico

hexagonal, comparando os conjugados estudados e a maior amplitude da superfície do aço

sem revestimento, comparando os três sistemas. Estes fatos são corroborados pelas Figuras

5.63, 5.64 e 5.65, que correspondem à inversão em relação ao eixo z, para o retorno à

posição inicial dos picos e vales.

0 2 4 6 8 10 µm

pks/mm2

Particles Count Histogram

µm

10.8 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.60- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do aço H13 temperado e revenido.

Figura 5.61- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.16 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.62- Superfície invertida após o corte para delimitar a região do traço de desgaste

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).

µm

10.8 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.63- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do aço H13 temperado e revenido.

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.2 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.64- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme bifásico).

Figura 5.65- Superfície sem inversão (retorno à posição inicial) após o corte para delimitar

a região do traço de desgaste do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido

(filme hexagonal).

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.2 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.16 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

As Figuras 5.66, 5.67 e 5.68 demonstram as superfícies após o corte de 10 a 100%,

realizado para excluir a interferência dos maiores picos na determinação do volume de

desgaste, sendo estes picos correspondentes à rugosidade superficial que existe na

superfície mesmo após o primeiro corte realizado. Estas figuras também evidenciam o

melhor desempenho em desgaste do conjugado bifásico em relação ao conjugado

monofásico hexagonal e dos conjugados estudados em relação ao aço H13 temperado e

revenido sem revestimento.

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.28 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.66- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do aço

H13 temperado e revenido.

Figura 5.67- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).

Figura 5.68- Superfície sem inversão após o corte para excluir os picos mais altos do

conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).

µm

0.2

0.4

0.6

0.8

1.2

1.4

1.6

1.8

2.2

2.27 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.1

1.2

1.3

1.4

1.41 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

As imagens após o procedimento de “Erase Defects”, usado para estabelecer o plano de

referência e excluir tudo que está em torno do traço de desgaste, estão ilustrados nas

Figuras 5.69, 5.70 e 5.71. Estas imagens demonstram que a distância entre o plano de

referência estabelecido e o vale mais profundo é superior para o conjugado AA (filme

monofásico hexagonal), o que corrobora o seu maior desgaste em relação ao outro

conjugado. Este fato também corrobora o maior desgaste do aço sem revestimento em

comparação aos sistemas recobertos.

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.28 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.69- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do aço H13 temperado e

revenido.

Figura 5.70- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado BA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).

Figura 5.71- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado AA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).

µm

0.2

0.4

0.6

0.8

1.2

1.4

1.6

1.8

2.2

2.27 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

µm

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.1

1.2

1.3

1.4

1.41 µm

8.95 mm 9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

As Figuras 5.72, 5.73 e 5.74 demonstram os volumes e profundidades de vales

(correspondentes ao volumes e profundidades dos traços de desgaste) obtidos para as

superfícies do aço H13 temperado e revenido e seus conjugados. Estas figuras sugerem que

comparando os conjugados, a superfície do conjugado AA monofásico hexagonal obteve

volume de desgaste ou vales (0,0233 mm

), maior que o volume do conjugado BA

bifásico (0,0105 mm

), indicando a maior taxa de desgaste (volume/distância de

deslizamento) (HUTCHINGS, 1992) do conjugado monofásico hexagonal, que apresenta

menor dureza. Este fato é corroborado através dos valores das profundidades média e

máxima dos traços de desgaste dos conjugados. Os parâmetros volume de desgaste (0,0443

) e profundidades máxima (6,28 µm) e média (3,57 µm) do traço de desgaste foram

superiores para o aço sem revestimento em relação aos seus conjugados, corroborando o

pior desempenho em desgaste do aço.

Hole

Surface (mm2) 12.4 0

Volume (mm³) 0.0443 0

Max. depth/height (µm) 6.28 0

Mean depth/height (µm) 3.57 0

Figura 5.72- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do aço H13 temperado

e revenido.

Figura 5.73- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado BA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).

Figura 5.74- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado AA Ti

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).

Hole

Surface (mm2) 10.7 0

Volume (mm³) 0.0105 0

Max. depth/height (µm) 1.41 0

Mean depth/height (µm) 0.977 0

Hole

Surface (mm2) 12 0

Volume (mm³) 0.0233 0

Max. depth/height (µm) 2.27 0

Mean depth/height (µm) 1.94 0

Os valores dos volumes de desgaste obtidos para os sistemas do aço temperado e revenido,

com a média e o desvio padrão, estão ilustrados na Tabela V.17. Estes valores confirmam

o maior desgaste do conjugado AA monofásico hexagonal, comparando os conjugados

estudados. Observa-se uma diferença média de volume em torno de 89% entre os volumes

dos conjugados, que é significativa. Ressalta-se o fato do volume médio de desgaste do aço

temperado sem revestimento ser significativamente superior aos volumes médios de

desgaste dos sistemas recobertos.

Tabela V.17- Volumes de desgaste estimados por perfilometria para os sistemas do aço

H13 temperado e revenido.

Volumes de

desgaste

(mm

)

Volume

Médio

Desvio

padrão

Aço H13

temperado e

revenido

0,0415 0,0039

BA Ti

1-x

H13

temperado e

revenido (filme

bifásico)

0,0125

0,0021

AA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme

hexagonal)

0,0236

0,0048

Estimou-se o volume de desgaste através da metodologia proposta pela Norma ASTM G

99-05 (itens 3.1 e 4.7), com o objetivo de validar a metodologia elaborada através da

perfilometria. As Figuras 5.75, 5.76 e 5.77 ilustram a medição das larguras dos traços de

desgaste (correspondentes às distâncias horizontal e obliqua entre os pontos assinalados nos

traços de desgaste).

Cursor 1 Cursor 2

X = 5.71 mm X = 6.53 mm

Y = 6.11 mm Y = 6.11 mm

Z = 4.92 µm Z = 4.87 µm

Horizontal distance 0.823 mm

Variation in height 0.0435 µm

Oblique distance 0.823 mm

Figura 5.75- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do aço H13 temperado e revenido.

Figura 5.76- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do conjugado BA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme bifásico).

Figura 5.77- Demonstração da determinação da largura do traço de desgaste da superfície

do conjugado AA Ti

1-x

N/H13 temperado e revenido (filme hexagonal).

Cursor 1 Cursor 2

X = 6.49 mm X = 7.01 mm

Y = 5.22 mm Y = 5.26 mm

Z = 1.41 µm Z = 0 µm

Horizontal distance 0.52 mm

Variation in height 1.41 µm

Oblique distance 0.52 mm

Cursor 1 Cursor 2

X = 7.91 mm X = 8.34 mm

Y = 3.91 mm Y = 3.9 mm

Z = 0 µm Z = 1.4 µm

Horizontal distance 0.435 mm

Variation in height 1.4 µm

Oblique distance 0.435 mm

Os valores das larguras dos traços de desgaste para os sistemas do aço temperado estão

demonstrados na Tabela V.18. Ressalta-se variação entre os valores de largura do traço de

desgaste do conjugado AA, o que implica em um desgaste não uniforme. Este fato é

demonstrado através da imagem tridimensional do traço de desgaste.

O traço de desgaste do conjugado AA (filme monofásico hexagonal) obteve a variação de

largura entre 0,4169 e 0,8807 mm, contra a faixa de 0,5118 e 0,6442 mm do conjugado BA

(filme bifásico), sugerindo, em média, superior largura do traço de desgaste do primeiro

conjugado e corroborando o melhor desempenho do conjugado BA no desgaste.

Deve ser enfatizado que as larguras dos traços de desgaste estimadas por perfilometria

estão na mesma ordem de grandeza de estudos recentes contidos na literatura, sobre o

desgaste de filmes Cr

1-x

N contra esferas de Si

6 mm (mesmas condições

experimentais deste trabalho), em que a largura do traço de desgaste variou entre 0,26 e

0,59 mm (BOBZIN, 2007).

Os valores médios de largura estimados para o aço temperado e revenido foram muito

próximos aos valores de largura do conjugado AA (filme hexagonal), o que demonstra que

o parâmetro largura do traço não diferenciou estes sistemas quanto ao desgaste.

Tabela V.18- Estimativa da largura do traço de desgaste dos sistemas do aço H13

temperado e revenido.

Larguras

(mm)

Primeira

Medição

Segunda

medição

Terceira

Medição

Quarta

Medição

Largura

Média

Desvio

padrão

Aço H13

temperado

e revenido

0,691 0,757 0,823 0,955 0,807

0,112

BA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme bifásico)

0,531 0,613 0,654 0,52 0,579

0,065

AA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme

hexagonal)

0,435 0,491 0,73 0,939 0,649

0,232

Os valores dos volumes de desgaste dos sistemas no aço temperado, estimados através do

procedimento da Norma ASTM G 99-05, estão contidos na Tabela V.19. Os volumes de

desgaste obtidos através do procedimento da Norma confirmam o maior desgaste do aço

sem revestimento, dentre os sistemas estudados e o maior desgaste do conjugado AA (filme

monofásico hexagonal), comparando os conjugados estudados. Assim, o procedimento

descrito na Norma para a determinação do volume de desgaste confirma e valida a

metodologia proposta.

Tabela V.19- Volumes de desgaste estimados do procedimento da Norma ASTM G 99-05

para os sistemas do aço H13 temperado e revenido.

Volumes de

desgaste

(mm

)

Volume

Médio

Desvio

Padrão

Aço H13

temperado

e revenido

0,2551

0,0281

BA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme bifásico)

0,0789

0,0203

AA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme

hexagonal)

0,1524

0,0282

A Tabela V.20 contém a comparação entre os volumes de desgaste estimados por

perfilometria tridimensional e os volumes estimados através da Norma ASTM G 99-05,

sendo observadas diferenças entre os valores de volume obtidos nos dois procedimentos, o

que era esperado porque a metodologia da Norma ASTM G 99-05 considera a largura

constante e o desgaste da esfera desprezível em relação ao desgaste da amostra. Como os

traços de desgaste dos sistemas estudados, principalmente do conjugado AA monofásico

hexagonal, apresentaram variação de largura, a metodologia elaborada através da

perfilometria apresentou-se mais adequada do que a metodologia descrita pela Norma

ASTM G 99-05, pelo fato da perfilometria considerar toda a área do traço de desgaste para

estimar o volume.

Tabela V.20- Comparação entre os procedimentos de perfilometria e da Norma ASTM G

99-05 na determinação dos volumes de desgaste dos sistemas do aço temperado e revenido.

Sistemas

Volume médio de

desgaste obtido por

perfilometria

Volume médio de

desgaste estimado

através da Norma

ASTM G 99-05

Diferença percentual

[(Volume Norma-

Volume perfilom)/

Volume perfilom]

x 100

Aço H13

temperado

e revenido

0,0415 ± 0,0039

0,2551 ± 0,0281

515 %

BA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme

bifásico)

0,0125 ± 0,0021

0,0789 ± 0,0203

531 %

AA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme

hexagonal)

0,0236 ± 0,0048

0,1524 ± 0,0282

546 %

As taxas e os coeficientes de desgaste estimados para os sistemas do aço temperado estão

contidos na Tabela V.21, onde observa-se que o conjugado AA monofásico hexagonal

apresentou taxa de desgaste Q (4,17 x 10

-5

/m) e coeficientes de desgaste adimensional

(K) e dimensional (k) (HUTCHINGS, 1992) superiores aos do conjugado BA bifásico (taxa

Q igual a 2,21 x 10

-5

/m), o que corrobora o desgaste superior do conjugado AA

monofásico hexagonal, comparando os conjugados. Ressalta-se, comparando os

conjugados, que em todas as durezas medidas, o conjugado AA obteve valores superiores

de coeficientes de desgaste adimensional (que depende da dureza do material), indicando

maior severidade de desgaste, o que é corroborado pelos coeficientes de desgaste

dimensionais (k) obtidos. Como a resistência ao desgaste é definida como 1/k, pode-se

afirmar que comparando os conjugados estudados, o conjugado AA monofásico hexagonal

apresentou menor resistência ao desgaste (Tabela V.22). O aço H13 temperado e revenido

sem revestimento obteve a menor resistência ao desgaste por deslizamento 1/k (Tabela

V.22), confirmando a viabilidade do uso do filme Ti

1-x

N (HUTCHINGS, 1992).

Os valores de coeficiente de desgaste adimensional K obtidos são da ordem de 10

-5

e 10

-4

indicando que o desgaste destes sistemas não foi severo (HUTCHINGS, 1992).

Testes de desgaste realizados por Bobzin et. al. (2007) de conjugados Cr

1-x

desgastados contra esferas de Si

6 mm (mesmas condições experimentais deste

trabalho), estimaram para estes conjugados valores de k entre 0,1 e 13 x 10

-5

/ N, o que

sugere que os valores de k (parâmetro mais abrangente para a avaliação do desgaste)

contidos na Tabela V.21 são comparáveis a valores encontrados na literatura, o que

confirma a viabilidade da metodologia proposta por perfilometria para determinar o volume

de desgaste (BOBZIN, 2007).

Os resultados obtidos por perfilometria tridimensional evidenciando que, dentre os três

sistemas do aço H13 temperado estudados, o conjugado BA (filme bifásico) apresentou o

melhor desempenho em desgaste, podem ser explicados pelo fato deste conjugado possuir

alta dureza e um alto índice H/E, o que implica em maior deformação elástica até a falha

em desgaste (BEAKE, 2006; LEYLAND, 2000; PHARR, 1998). Este conjunto de fatores

explica o seu superior desempenho em desgaste.

Tabela V.21 - Taxa e coeficientes de desgaste do aço H13 temperado e revenido e seus

conjugados.

Sistemas W

(N)

(m)

(mm

)

(mm

/m)

HIT

(GPa)

K k

/N)

Aço H13

temperado e

revenido

7 565,8

0,0415 7,33 x 10

-5

3,12 3,3 x 10

-5

1,05 x 10

-5

BA Ti

1-x

H13

temperado e

revenido (filme

bifásico)

7 565,8

0,0125

2,21 x 10

-5

52,43

42,20

24,43

15,90

9,27

8,08

1,66 x 10

-4

1,33 x 10

-4

7,71 x 10

-5

5,01 x 10

-5

2,92 x 10

-5

2,55 x 10

-5

3,16 x10

-6

3,16 x10

-6

3,16 x10

-6

3,16 x10

-6

3,16 x10

-6

3,16 x10

-6

AA Ti

1-x

H13

temperado e

revenido (filme

hexagonal)

7 565,8

0,0236

4,17 x 10

-5

14,32

10,76

8,38

8,68

7,75

7,56

8,53 x 10

-5

6,41 x 10

-5

5,17 x 10

-5

4,99 x 10

-5

4,62 x 10

-5

4,5 x 10

-5

5,96 x 10

-6

5,96 x 10

-6

5,96 x 10

-6

5,96 x 10

-6

5,96 x 10

-6

5,96 x 10

-6

W: Carga aplicada no teste de desgaste; S: Distância de deslizamento; V: Volume estimado

por perfilometeria; Q: Taxa de desgaste; HIT: Dureza medida em cada carga do teste de

dureza; K: Coeficiente de desgaste adimensional; k: Coeficiente de desgaste dimensional

Tabela V.22- Resistência ao desgaste do aço H13 temperado e revenido e seus conjugados.

Sistemas 1/k

(N /m

)

Aço H13

temperado

e revenido

9,52 x 10

BA Ti

1-x

H13

temperado e

revenido

(filme bifásico)

3,16 x 10

AA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme

hexagonal)

1,68 x 10

5.5.1.3 Comparação entre o desgaste dos sistemas do aço H13 não temperado e do aço

H13 temperado e revenido

A Tabela V.23 contém valores comparativos dos volumes de desgaste, taxa Q e coeficiente

de desgaste dimensional k para os sistemas do aço temperado e não temperado. Através da

tabela, observa-se que a têmpera e o revenimento do aço H13 melhoraram

significativamente o seu desempenho em desgaste, resultando em menor volume, taxa e

severidade de desgaste, devido ao aumento da dureza. O desempenho em desgaste do

conjugado BA (filme bifásico) do aço temperado e revenido foi superior, em comparação

ao conjugado BA (filme monofásico CFC) do aço não temperado.

Provavelmente, devido à maior dureza do substrato H13 temperado e do fato do seu filme

ser bifásico (mais duro) do que o filme do aço não temperado (monofásico CFC e menos

duro). Em relação aos conjugados AA, a resistência ao desgaste (1/k) do conjugado do aço

temperado (filme monofásico hexagonal) foi ligeiramente maior, apesar da menor dureza

do seu filme, devido à influência da maior dureza do aço H13 temperado e revenido (7,56

GPa a 1900 mN), em relação ao aço não temperado (2,916 GPa a 1900 mN) (WILLIAMS,

2005; HUTCHINGS, 1992).

Tabela V.23- Tabela comparativa entre a taxa e coeficiente de desgaste dimensional dos

sistemas dos aços H13 temperado e revenido e H13 não temperado.

Sistemas V

(mm

)

(mm

/m)

/N)

Aço H13

não temperado

0,1905 3,37 x 10

-4

4,8 x 10

-5

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

0,0459

8,11 x 10

-5

1,16 x 10

-5

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

0,0252

4,45 x 10

-5

6,4 x 10

-6

Aço H13

temperado

e revenido

0,0415 7,33 x 10

-5

1,05 x 10

-5

BA Ti

1-x

H13

temperado e

revenido

(filme bifásico)

0,0125

2,21 x 10

-5

3,16 x10

-6

AA Ti

1-x

H13

temperado

e revenido

(filme hexagonal)

0,0236 4,17 x 10

-5

5,96 x 10

-6

V: Volume estimado por perfilometeria; Q: Taxa de desgaste; k: Coeficiente de desgaste

dimensional

5.5.2 Perfilometria após o desgaste contra WC-Co

Como descrito na Metodologia, foram realizados testes de desgaste dos conjugados e do

aço não temperado contra WC-Co para corroborar a metodologia utilizada para estimar o

volume de desgaste. O uso do WC-Co é explicado pela sua maior faixa de dureza dentre as

esferas disponíveis, o que assegura o seu maior efeito abrasivo (Tabela IV.1)

(HUTCHINGS, 1992). Estes testes foram feitos apenas com os sistemas do aço não

temperado devido à maior disponibilidade de amostras existentes destes sistemas.

Para ilustrar o desgaste dos sistemas do aço H13 não temperado contra WC-Co, obteve-se

imagens das superfícies estudadas após o procedimento de “Erase Defects”, usado para

estabelecer o plano de referência e excluir toda a rugosidade externa aos traços de desgaste

das superfícies, demonstradas nas Figuras 5.78, 5.79 e 5.80. Comparando os conjugados

estudados, observa-se que a amplitude total do perfil do conjugado BA (conjugado de

menor dureza) é significativamente superior à do outro conjugado, sugerindo o maior

desgaste do conjugado BA (filme CFC) contra WC-Co, dentre os conjugados

(HOMMELMAP 4.0).

As Figuras 5.81, 5.82 e 5.83 ilustram os volumes e profundidades de vales obtidos para os

sistemas após o desgaste contra WC-Co. Estas imagens demonstram a menor resistência ao

desgaste (maior volume e profundidade média) do aço H13 não temperado sem

revestimento e a maior resistência ao desgaste do conjugado AA (filme bifásico), que

apresenta menor volume e profundidades média e máxima da superfície, além de maior

dureza.

Os resultados obtidos para os sistemas do aço H13 não temperado após o desgaste contra

WC-Co confirmam os resultados obtidos após o desgaste contra Si

, em relação ao

melhor desempenho do conjugado AA (mais duro) e pior desempenho do aço H13 sem

revestimento.

Ressalta-se que os volumes de desgaste obtidos para o mesmo material contra WC-Co

foram inferiores ao volumes de desgaste contra Si

, o que corrobora a influência do

abrasivo e do par em contato (tribo-sistema), nos resultados dos testes de desgaste (KATO,

2000).

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.07 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.78- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do aço H13 não temperado

após desgaste contra WC-Co.

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.5

7.77 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.79- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme CFC).

µm

0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

4.57 µm

8.95 mm

9 mm

Alpha = 45° Beta = 30°

Figura 5.80- Superfície sem inversão após o “Erase Defects” do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme bifásico).

Hole

Surface (mm2) 8.06 0

Volume (mm³) 0.0337 0

Max. depth/height (µm) 6.07 0

Mean depth/height (µm) 4.18 0

Figura 5.81- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do aço H13 não

temperado após desgaste contra WC-Co.

Hole

Surface (mm2) 8.05 0

Volume (mm³) 0.0298 0

Max. depth/height (µm) 7.77 0

Mean depth/height (µm) 3.71 0

Figura 5.82- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado BA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme CFC).

Hole

Surface (mm2) 8.18 0

Volume (mm³) 0.0152 0

Max. depth/height (µm) 4.57 0

Mean depth/height (µm) 1.86 0

Figura 5.83- Volume e profundidade de vales e picos da superfície do conjugado AA Ti

N/H13 não temperado após desgaste contra WC-Co (filme bifásico).

A Tabela V.24 contém os valores dos volumes de desgaste obtidos para os sistemas do aço

não temperado após o desgaste contra WC-Co, com a média e o desvio padrão,

corroborando o melhor desempenho do conjugado AA (de filme bifásico, maior dureza e

maior H/E) em desgaste, em comparação ao outro conjugado.

Tabela V.24 - Volumes de desgaste estimados por perfilometria para os sistemas do aço

H13 não temperado após desgaste contra WC-Co.

Volumes de

desgaste

(mm

)

Volume

Médio

Desvio

padrão

Aço H13 não

temperado

0,0326

0,0015

BA Ti

1-x

H13 não

temperado

(filme CFC)

0,0275

0,0033

AA Ti

1-x

H13 não

temperado

(filme bifásico)

0,019

0,0053

As taxas e os coeficientes de desgaste estimados para os sistemas do aço não temperado

após o desgaste contra WC-Co estão contidos na Tabela V.25. Esta tabela corrobora os

resultados obtidos após o desgaste destes sistemas contra nitreto de silício, pois a deposição

de ambos os filmes aumentou a resistência ao desgaste (1/k) do aço H13 não temperado,

com o melhor desempenho do conjugado AA (filme bifásico e com maior dureza).

Ressalta-se que na maior carga aplicada para a medição de dureza (1900 mN), ambos os

conjugados apresentaram valores de coeficientes de desgaste dimensionais k inferiores ao

aço sem revestimento, evidenciando menor severidade de desgaste.

Os resultados dos testes de desgaste contra WC-Co também evidenciam que a dureza e o

fator H/E foram fatores muito importantes no desgaste dos sistemas.

A Tabela V.26 contém resultados da resistência ao desgaste (1/k) (HUTCHINGS, 1992)

dos sistemas do aço não temperado após o desgaste contra WC-Co, corroborando o melhor

desempenho (maior resistência ao desgaste) do conjugado AA (que possui maior dureza e

razão H/E).

Tabela V.25- Taxa e coeficientes de desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados

após desgaste contra WC-Co.

Sistemas W

(N)

(m)

(mm

)

(mm

/m)

HIT

(GPa)

K k

/N)

Aço H13

não temperado

7 565,8

0,0326

5,76 x 10

-5

2,536 2,09 x 10

-5

8,23 x 10

-6

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

7 565,8

0,0275

4,86 x 10

-5

30,824

20,145

6,540

3,478

2,752

2,544

2,14 x 10

-4

1,4 x 10

-4

4,54 x 10

-5

2,4 x 10

-5

1,9 x 10

-5

1,77 x 10

-5

6,94 x 10

-6

6,94 x 10

-6

6,94 x 10

-6

6,94 x 10

-6

6,94 x 10

-6

6,94 x 10

-6

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

7 565,8

0,019

3,36 x 10

-5

44,265

32,263

25,508

7,209

3,026

2,916

2,12 x 10

-4

1,55 x 10

-4

1,2 x 10

-4

3,5 x 10

-5

1,45 x 10

-5

1,4 x 10

-5

4,8 x 10

-6

4,8 x 10

-6

4,8 x 10

-6

4,8 x 10

-6

4,8 x 10

-6

4,8 x 10

-6

W: Carga aplicada no teste de desgaste; S: Distância de deslizamento; V: Volume estimado

por perfilometeria; Q: Taxa de desgaste; HIT: Dureza medida em cada carga do teste de

dureza; K: Coeficiente de desgaste adimensional; k: Coeficiente de desgaste dimensional.

Tabela V.26- Resistência ao desgaste do aço H13 não temperado e seus conjugados contra

WC-Co.

Sistemas 1/k

(N /m

)

Aço H13

não

temperado

1,21 x 10

BA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme CFC)

1,44 x 10

AA Ti

1-x

H13

não temperado

(filme bifásico)

2,08 x 10

Os resultados obtidos por perfilometria demonstram que a resistência ao desgaste dos

conjugados estudados foi muito dependente da dureza do conjugado e da dureza do

substrato estudado. Como a estrutura cristalina afeta a dureza dos filmes e o tratamento

térmico de têmpera e revenimento afeta a dureza dos substratos, observa-se que estes dois

fatores tiveram influência significativa no desgaste dos sistemas estudados.

5.6 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) antes do desgaste

De acordo com os resultados da análise de EDS (Tabelas V.27 e V.28), observa-se que o

filme do conjugado AA Ti

1-x

N /AISI H13 não temperado (filme bifásico) apresentou

teor superior de alumínio em comparação com o filme do conjugado BA Ti

1-x

N (filme

monofásico CFC), o que é evidenciado pela maior quantidade de alumínio em relação ao

titânio, considerando 50% de filme (mantendo o nitrogênio fixo). As análises realizadas nas

duas regiões dos filmes, confirmam o maior teor de alumínio (em relação a 50% atômico

do filme) presente no filme AA Ti

1-x

Tabela V.27 – Composição química da região 1 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 não temperado (considerando-se 50% atômico do filme).

Elemento

% Atômica

BA Ti

1-x

(filme CFC)

% Atômica

AA Ti

1-x

(filme bifásico)

Al 15,11 48,19

Ti 84,89 51,81

Tabela V.28 – Composição química da região 2 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 não temperado (considerando-se 50% atômico do filme).

Elemento

% Atômica

BA Ti

1-x

(filme CFC)

% Atômica

AA Ti

1-x

(filme bifásico)

Al 15,31 47,80

Ti 84,69 52,20

Os resultados da análise de EDS obtidos para os conjugados do aço H13 temperado e

revenido (Tabelas V.29 e V.30) demonstram que esta análise não possibilitou a

diferenciação dos teores de alumínio entre os filmes BA e AA, provavelmente devido ao

fato do filme BA ser bifásico e do filme AA ser hexagonal, o que pode resultar em

quantidades bem próximas de alumínio (Figuras 3.1 e 3.2).

Outro fator que possivelmente influenciou a análise com a microssonda pode ser o fato do

filme AA (espessura de 3 µm) ser bem mais espesso que o filme BA (espessura de 1 µm), o

que é observado na análise de Espectroscopia de Emissão Óptica por Centelhamento

(Figuras 5.21 e 5.22).

Esta análise possibilitou diferenciar estes filmes em relação ao teor de alumínio.

Tabela V.29 – Composição química da região 1 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 temperado e revenido (considerando-se 50% atômico do filme).

Elemento

% Atômica

BA Ti

1-x

(filme bifásico)

% Atômica

AA Ti

1-x

(filme

hexagonal)

Al 38,80 43,06

Ti 61,20 56,94

Tabela V.30 – Composição química da região 2 dos conjugados BA Ti

1-x

N e AA Ti

N / H13 temperado e revenido (considerando-se 50% atômico do filme).

Elemento

% Atômica

BA Ti

1-x

(filme bifásico)

% Atômica

AA Ti

1-x

(filme

hexagonal)

Al 38,78 43,44

Ti 61,22 56,56

5.7 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste

5.7.1 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste contra Si

Através das imagens de composição por raios-x dos traços de desgaste dos sistemas,

observa-se (Figuras 5.84, 5.85 e 5.86) entre os sistemas do aço não temperado menor

concentração de Al (elemento do filme), além do maior teor de Fe exposto na região do

traço (elemento do substrato) no conjugado BA Ti

1-x

N (filme monofásico CFC), sendo

que o traço de desgaste deste conjugado apresenta maior largura. Este resultado sugere o

maior desgaste do conjugado BA Ti

1-x

N, que apresenta menor dureza.

Em relação aos sistemas do aço temperado e revenido (Figuras 5.87, 5.88 e 5.89), ressalta-

se que o conjugado AA (filme monofásico hexagonal) apresentou menor quantidade de

alumínio e maior quantidade de ferro no interior do traço de desgaste, sendo o seu traço

mais largo que o do outro conjugado. As imagens também indicam adesão de silício

(elemento do abrasivo) nos traços de desgaste de ambos os conjugados estudados.

Assim, estes resultados corroboram a análise de perfilometria tridimensional, que indicou

maior desgaste do conjugado BA (filme monofásico CFC) comparando os conjugados do

aço não temperado e maior desgaste do conjugado AA (filme hexagonal) dentre os

conjugados do aço temperado.

Figura 5.84- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Al. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico).

Figura 5.85- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Fe. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico).

Figura 5.86- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Si. a) BA Ti

1-x

N (filme CFC)

e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico).

Figura 5.87- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Al. a) BA Ti

1-x

N (filme

bifásico) e b) AA Ti

1-x

N (filme hexagonal) .

Figura 5.88- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Fe. a) BA Ti

1-x

N (filme

bifásico) e b) AA Ti

1-x

N (filme hexagonal).

Figura 5.89- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13

temperado após o desgaste contra Si

(100X)- Elemento Si. a) BA Ti

1-x

N (filme

bifásico) e b) AA Ti

1-x

N (filme hexagonal).

5.7.2 Microscopia Eletrônica de Varredura (MEV) após o desgaste contra WC-Co

As imagens de composição obtidas no interior e ao redor dos traços de desgaste contra WC-

Co (Figuras 5.90, 5.91 e 5.92) corroboram o menor desgaste do conjugado AA (com filme

bifásico, mais duro e com maior razão H/E) do aço não temperado em comparação ao

conjugado BA (com filme monofásico CFC). O traço do primeiro conjugado apresentou-se

menos largo, com menor área de substrato exposto (elemento Fe) e menor quantidade de

alumínio (elemento do filme) retirado.

Ressalta-se que, ambos os conjugados apresentam quantidade bem inferior de W (elemento

da esfera) aderido no traço de desgaste, em comparação com a quantidade de Si (elemento

da outra esfera) aderido, após os testes de desgaste contra nitreto de silício. Estes

resultados evidenciam que o uso da esfera de WC-Co como torna-se mais adequado para

avaliar o desgaste dos conjugados estudados do que o uso do Si

, o que pode ser

explicado pela possível dureza superior da esfera de WC-Co que foi utilizada (ver item

4.6), em comparação à outra esfera, o que pode ter resultado em melhor desempenho desta

esfera de WC-Co como contracorpo (JIA, 1998; COSTA, 2007).

As imagens de composição obtidas após o desgaste contra as duas esferas, ao confirmar os

resultados obtidos pela perfilometria tridimensional, contribuem para corroborar a

validação da metodologia usada por perfilometria para estimar o volume e a consequente

taxa de desgaste dos conjugados.

Figura 5.90- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra WC-Co (100X)- Elemento Al. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico).

Figura 5.91- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra WC-Co (100X)- Elemento Fe. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico).

Figura 5.92- Imagens de raios-x nos traços de desgaste dos conjugados BA e AA/ H13 não

temperado após o desgaste contra WC-Co (100X)- Elemento W. a) BA Ti

1-x

N (filme

CFC) e b) AA Ti

1-x

N (filme bifásico).

CAPÍTULO 6 : CONCLUSÕES

1) A determinação do volume de desgaste de sistemas recobertos através da metodologia

elaborada com o uso da perfilometria mostrou-se válida, mais precisa e completa do que a

metodologia descrita pela Norma ASTM G 99-05, devido ao fato da metodologia proposta

estimar o volume correspondente à região do traço de desgaste delimitada, excluindo a

região sem desgaste, além de considerar possíveis variações da largura do traço

(heterogeneidades) e o desgaste de um ou dos dois membros do par.

2) Filmes Ti

1-x

N podem ser monofásicos (estrutura CFC), bifásicos (estruturas CFC e

hexagonal) e monofásicos (estrutura hexagonal), o que afeta as suas propriedades e,

consequentemente, o seu desempenho em desgaste. Este fato deve ser considerado na

análise do uso e do desempenho destes filmes em engenharia.

3) O uso de filmes Ti

1-x

N com ambas as estruturas (estrutura CFC, bifásicos ou estrutura

hexagonal) tornou-se viável para melhorar o desempenho do aço H13 com ou sem têmpera

e revenimento, em desgaste por deslizamento, nas condições testadas.

4) Os tratamentos de têmpera e o revenimento do aço H13 aumentaram a sua resistência ao

desgaste por deslizamento, devido ao aumento da dureza. A elevação de dureza resultante

destes tratamentos térmicos aumentou a profundidade de endurecimento dos conjugados

compostos pelo aço temperado, o que influenciou o desempenho em desgaste, nas

condições testadas. Assim, a dureza do substrato foi um fator fundamental no desgaste dos

conjugados testados.

5) O teor de alumínio dos filmes Ti

1-x

N influenciou a sua estrutura cristalina e,

consequentemente, a dureza do conjugado e o seu desempenho em desgaste. Para o mesmo

substrato estudado, os conjugados que apresentaram maior dureza, associada a um alto

índice H/E, o que implica maior deformação elástica até a falha, obtiveram o melhor

desempenho em desgaste, nas condições testadas.

6) Os parâmetros dureza do conjugado e o índice H/E influenciaram mais o desempenho

em desgaste dos conjugados estudados, do que a adesão e a espessura dos filmes Ti

1-x

nas condições testadas.

7) O coeficiente de desgaste dimensional (k), por não depender da dureza do material

conjugado, mostrou-se um parâmetro mais abrangente e preciso do que o coeficiente

adimensional (K) para a avaliação do desgaste dos materiais recobertos (como o aço H13

revestido com Ti

1-x

N), que possuem variação de dureza ao longo da profundidade.

CAPÍTULO 7 : SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

A incorporação de átomos de alumínio a filmes de Cr-N, processados por PAPVD,

produzindo o filme Cr

1-x

N, resulta em recobrimentos que podem apresentar alta

resistência à oxidação e aumentos significativos da dureza a quente. Atualmente,

este tipo de recobrimento, em decorrência destas propriedades, tem sido indicado

fortemente para aplicações em usinagem que envolve alta velocidade (e assim altas

temperaturas) e para uso em matrizes de forjamento a quente. Sugere-se que a

metodologia proposta por este trabalho para a determinação do volume de desgaste,

seja aplicada no estudo do desgaste de conjugados revestidos pelo filme Cr

1-x

Como o teor de alumínio presente nos filmes Cr

1-x

N também influencia a sua

estrutura cristalina, além de propriedades como a dureza e o módulo de elasticidade,

sugere-se que seja avaliada a influência do teor de alumínio deste filme no desgaste

por deslizamento.

Sugere-se a realização de testes de desgaste dos conjugados do filme Ti

1-x

estudados em condições mais severas (maior carga aplicada, por exemplo), com a

posterior comparação dos resultados obtidos com os resultados deste trabalho. Esta

análise possibilitará verificar a influência da severidade do desgaste no desempenho

do conjugado.

CAPÍTULO 8:

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

ASTM. Standard G99 - Standard test method for wear testing with a pin-on-disk apparatus.

American Society for Testing Materials, 1995.

ÁVILA ,R.F., GODOY ,C., ABRÃO , A.M., LIMA, M.M.,

Topographic analysis of the

crater wear on TiN, Ti(C,N) and (Ti,Al)N coated carbide tools

, Wear, 2007.

BAHRAMI, A., ANIJDAN, S.H. M. , GOLOZAR, M.A., SHAMANIAN, M.,

VARAHRAM, N.,

Effects of conventional heat treatment on wear resistance of AISI H13

tool steel,

Wear v. 258, p. 846–851, 2005.

BEAKE, B.D., RANGANATHAN, N.,

An investigation of the nanoindentation and

nano/micro-tribological behaviour of monolayer, bilayer and trilayer coatings on cemented

carbide

, Materials Science and Engineering A v. 423, p. 46–51, 2006.

BOBZIN, K., LUGSCHEIDER, E., NICKEL, R., BAGCIVAN, N., KRAMER, A.,

Wear

behavior of Cr1−xAlxN PVD-coatings in dry running conditions

, Wear v. 263, p. 1274–

1280, 2007.

CALLISTER, W. D. Ciência e Engenharia de Materiais: Uma Introdução. LTC, 2002.

589p.

CHIU, L.H., YANG, C.F., HSIEH, W.C., CHENG, A.S.,

Effect of contact pressure on

wear resistance of AISI H13 tool steels with chromium nitride and hard chromium

coatings

, Surface and Coatings Technology, v. 154, p. 282–288, 2002.

CHRISTOFIDES, C. , MCHUGH, P.E. , FORN ,A., PICAS, J.A.,

Wear of a thin surface

coating: modelling and experimental investigations

, Computational Materials Science v.

25, p. 61–72, 2002.

COLDWELL, H., WOODS, R., PAUL, M., KOSHY, P., DEWES, R., ASPINWALL, D.,

Rapid machining of hardened AISI H13 and D2 moulds, dies and press tools,

Journal of

Materials Processing Technology v.135, p. 301–311, 2003.

COSTA, R.F,

Efeitos dos parâmetros de usinagem na formação da camada branca em

torneamento duro nos aços-rolamento (DIN 100 Cr6),

São Paulo: Escola Politécnica da

USP, 2007. (Dissertação, Mestrado em Engenharia Metalúrgica e de Materiais).

CULLITY, B.D.

Elements os X-ray Diffraction

, 2.ed. Addison-Wesley Publishing

Company Inc, 1978.554p.

DIAO, D.F.; SAWAKI, Y.;

Fracture mechanisms of ceramic coating during wear,

Thin

Solid Feilms, v. 270, p.362-366, 1995.

DING, X., ZENG, X.T.,

Structural, mechanical and tribological properties of CrAlN

coatings deposited by reactive unbalanced magnetron sputtering,

Surface and Coatings

Technology v. 200, p. 1372 – 1376, 2005.

DUCROS, C., BENEVENT, V., SANCHETTE, F.,

Deposition, characterization and

machining performance of multilayer PVD coatings on cemented carbide cutting tools

Surface and Coatings Technology v. 163 –164, p. 681–688, 2003.

GAHLIN ,R., JACOBSON, S.,

A novel method to map and quantify wear on a micro-scale,

Wear v. 222, p. 93–102, 1998.

GODOY, C., MANCOSU, R.D., LIMA, M.M., BRANDÃO, D., HOUSDEN, J.,

AVELAR-BATISTA, J.C.,

Influence of plasma nitriding and PAPVD Cr

1-x

coating on

the cavitation erosion resistance of na AISI 1045 steeel,

Surface and Coatings Technology

v.200, p. 5370-5378, 2006.

HAN, J., WANG, B.,

Crack spacing e .ect for a piezoelectric cylinder under electro-

mechanical loading or transient heating

, International Journal of Solids and Structures, v.

43, p. 2126 –2145, 2006.

HARLIN, P., CARLSSON, P., BEXELL,U., OLSSON, M.,

Influence of surface roughness

of PVD coatings on tribological performance in sliding contacts

, Surface and Coatings

Technology, 2006.

HASEGAWA, H.; KAWATE, M.; TETSUYA, S.

Effects of Al Contents on

Microstructures of Cr

1-x

N and Zr

1-x

N Films Synthesized by Cathodic Arc Method

Surface and Coatings Technology, 2004.

HOMMELMAP 4.0. Help do software

Mountains

HORLING, A., HULTMAN, L., ODE´N, M., SJOLE´N, J., KARLSSON, L.,

Mechanical

properties and machining performance of Ti1xAlxN-coated cutting tools

, Surface and

Coatings Technology, v. 191, p. 384– 392, 2005.

HUTCHINGS, I. M. Tribology: Friction and wear of engineering materials. London:

Edward Arnold, 1992. 273p.

IKEDA, T.; SATOH, H.,

Phase formation and characterization of hard coatings in the Ti-

Al-N system prepared by the cathodic arc ion plating method

, Thin Solid Films, v. 195, p.

99 – 110, 1991.

JIA, K.,. FISCHER, T.E., GALLOIS, B. ,

Microstructure, Hardness and Toughness of

Nanostructured and Conventional WC-Co Composites,

Nanostructured Materials v. 10. No.

5, p. 875-891, 1998.

JIANG , J. , STACK, M.M.,

Modelling sliding wear: From dry to wet environments

, Wear,

v. 261, p. 954–965, 2006.

JINDAL , P.C.; SANTHANAM, A.T.; SCHLEINKOFER, U.; SHUSTER, A.F.

Performance of PVD TiN, TiCN and TIAlN coated cemented carbide tools in turning

International Journal of Refractory Metals

Hard Materials, v. 17, p. 163-170, 1999.

KAO, W.H.

Microstructure, adhesion and tribological properties of W–C:H % coatings

deposited on M2 and WC substrates

, Materials Science and Engineering A 432, p. 253–

260. 2006.

KIM , Y., TATAMI , J., KOMEYA , K., KIM, D. K.,

Effect of the microstructure of

Si3N4 on the adhesion strength of TiN film on Si3N4

, Thin Solid Films v. 510, p. 222-228,

2006.

KIMURA, A. , KAWATE, M., HASEGAWA, H., SUZUKI, T.,

Anisotropic lattice

expansion and shrinkage of hexagonal TiAlN and CrAlN films

, Surface and Coatings

Technology v. 169 –170, p. 367 –370, 2003.

KRAUSS, G. Surface modification. In: KRAUSS, G.

Steels: heat treatment and processing

principles

. 2.ed. Ohio: ASM International, 1993. Chapter 11, 319-350.

KUTSCHEJ, K.; MAYRHOFER, P. H.; KATHREIN, , M.; POLCIK, P.; TESSADRI, R.;

MITTERER, C.;

Structure, mechanical and tribological properties of sputtered Ti1–x Alx

N coatings with 0.5≤x≤0.75,

Surface and Coatings Technology xx (2005) xxx– xxx.

LEE, J.W., DUH, J.G.,

Nanomechanical properties evaluation of chromium nitride films by

nanoindentation and nanowear techniques

, Surface and Coatings Technology v. 188–189,

p. 655– 661, 2004.

LEYLAND, A., MATTHEWS, A.,

On the significance of the H/E ratio in wear control: a

nanocomposite coating approach to optimised tribological behaviour

, Wear v. 246, p. 1–

11, 2000.

MUMMERY, L.

Surface Texture Analysis; The Hand Book

. 1ed. West Germany:

Hommelwerke GmbH, 105p., 1992.

OHNUMA, H., NIHIRA, N., MITSUO, A ., TOYODA, K., KUBOTA, K., AIZAWA, T.,

Effect of aluminum concentration on friction and wear properties of titanium aluminum

nitride films,

Surface and Coatings Technology, v.177-178, p.623-626, 2004.

OLIVER, W.C., PHARR, G.M.,

Measurement of hardness and elastic modulus by

instrumented indentation : Advances in understanding and refinements to methodology,

Journal of Materials Research, v.19, p.3-20, 2004.

PALDEY, S.; DEEVI, S. C.

Single layer and multilayer wear resistant coatings of (Ti,

Al)N: a review

, Materials Science and Engineering A, v.342, p. 58-79, 2003.

PHARR, G.M., Measurement of mechanical properties by ultra-low load indentation,

Materials Science and Engineering A, v.253, p. 151, 1998.

PIANA, L.A.; PÉREZ, E.A., SOUZA, R.M., KUNRATH, A.O., STROHAECKER, T.R.,

Numerical and experimental analyses on the indentation of coated systems with substrates

with different mechanical properties,

Thin Solid Films v. 491, p. 197 – 203, 2005.

REITER, A. E., DERFLINGER, V.H., HANSELMANN, B., BACHMANN, T.,

SARTORY, B.,

Investigation of properties of Al

1-x

N coatings prepared by cathodic arc

evaporation,

Surface and Coatings Technology v. 200, p. 2114-2122, (2005).

RICKERBY,D.S., MATTHEWS,A.

Advanced surface coatings

; A handbook of surface

engineering; New York: Blackie & Son Ltda, 1991. 368p.

SINHA, S. K., CHONG, W.L.M., LIM, SEH-CHUN,

Scratching of polymers—Modeling

abrasive wear

, Wear xxx (2006) xxx–xxx.

SPAIN, E., BATISTA, J.C. A ., LETCH, M., HOUSDEN, J., LERGA, B.,

Characterisation and applications of Cr-Al-N coatings,

Surface and Coatings Technology,

2005.

TAKADOUM, J., HOUMID-BENNANI, H., MAIREY, D., ZSIGA, Z.,

Adhesion Coatings

and Wear Resistance of Thin Hard

, Journal of the European Ceramic Society, v. 17, p.

1929-1932, 1997.

TONSHOFF, K., MOHLFELD, A ., LEYENDECKER, T., FU, H.G., ERKENS, G.,

WENKE, R., CSELLE, T., SCHWENCK, M.,

Wear mechanisms of (Ti

) N coatings in

dry drilling,

Surface and Coatings Technology, v.94-95, p.603-609, 1997.

WILLIAMS, J.A.,

Wear and wear particles- some Fundamentals,

Tribology International,

v. 38, p. 863-870, 2005.

YAN, H.; HUA, J.; SHIVPURI, R.,

Numerical simulation of finish hard turning for AISI

H13 die steel

, Science and Technology of Advanced Materials, v. 6, p. 540–547, 2005.

ZHANG, S.; SUN, D.; FU, Y.; DU, H.;

Toughness measurement of thin films: a critical

review,

Surface and Coatings Technology, v.198, p.74-84, 2005.

ZHOU. M.; MAKINO. Y.; NOSE. M.; NOGI. K.

Phase transition and properties of Ti-Al-

N thin films prepared by rf-assisted magnetron sputtering

, Thin Solid Films, v. 339, p. 203

– 208, 1999.

Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
 
Milhares de Livros para Download:
 
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas

Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
 
 