UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
E DE MATERIAIS – PPGEM
JUAN IGNACIO PEREIRA AGUDELO
EFEITO DA FORMA DA PARTÍCULA ABRASIVA NO
DESGASTE DE LIGAS DE ALUMÍNIO E DE AÇO USADAS
NA FABRICAÇÃO DE CAVIDADES PARA MOLDES DE
INJEÇÃO DE TERMOPLÁSTICOS
DISSERTAÇÃO
CURITIBA
2011
JUAN IGNACIO PEREIRA AGUDELO
EFEITO DA FORMA DA PARTÍCULA ABRASIVA NO
DESGASTE DE LIGAS DE ALUMÍNIO E DE AÇO USADAS
NA FABRICAÇÃO DE CAVIDADES PARA MOLDES DE
INJEÇÃO DE TERMOPLÁSTICOS
Dissertação apresentada à Universidade
Tecnológica Federal do Paraná para
obtenção do titulo de Mestre em
Engenharia
Área de concentração: Engenharia de
Materiais
Orientador: Prof. Dr. Carlos Henrique da
Silva
CURITIBA
2011
TERMO DE APROVAÇÃO
JUAN IGNACIO PEREIRA AGUDELO
EFEITO DA FORMA DA PARTÍCULA ABRASIVA NO
DESGASTE DE LIGAS DE ALUMÍNIO E DE AÇO USADAS
NA FABRICAÇÃO DE CAVIDADES PARA MOLDES DE
INJEÇÃO DE TERMOPLÁSTICOS
Esta dissertação foi julgada para obtenção do titulo de Mestre em Engenharia,
área de concentração em Engenharia Mecânica e de Materiais, e aprovada em
sua forma final pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de
Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná.
_______________________________________
Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng.
Coordenador de Curso
Banca Examinadora
________________________________ ___________________________
Prof. Carlos Henrique da Silva, Dr. Eng. Prof. Amilton Sinatora, Dr. Eng.
(UTFPR)
(Poli-USP)
___________________________
Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng.
(UTFPR)
__________________________
Prof. Ossimar Maranho, Dr. Eng.
(UTFPR)
Curitiba, 13 de abril de 2011
DEDICATORIA
A meu pai, a estrela que guia meu
caminho. A sua memória...
A minha mãe, mulher valiosa, exemplo
de trabalho e responsabilidade.
A meu irmão, nunca desista dos seus
sonhos, veja a grandeza de ir trás eles.
AGRADECIMENTOS
Certamente estes parágrafos não irão atender a todas as pessoas que fizeram
parte dessa importante fase de minha vida. Portanto, desde já peço desculpas
àquelas que não estão presentes entre essas palavras, mas elas podem estar
certas que fazem parte do meu pensamento e de minha gratidão.
•
Ao meu orientador Prof. Carlos Henrique da Silva por acreditar nas minhas
capacidades e pelo apoio constante nesta jornada.
•
Ao Prof. Giuseppe Pintaúde pelos conselhos e valiosa ajuda nesta
pesquisa.
•
Ao Prof. Paulo Cesar Borges pela participação e orientação nas bancas de
estudo dirigido e projeto de dissertação.
•
Ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais
PPGEM-UTFPR.
•
Ao Programa de Apoio ao Ensino (PAE) pela bolsa de estudo realizada na
disciplina/unidade curricular Materiais Metálicos/ME62H do curso
Engenharia Mecânica,
•
Ao Prof. Diego Giraldo na Universidad de Antioquia, Colômbia, por sua
valiosa participação nesta dissertação de mestrado.
•
A Vera Regina Fontana no centro de Microscopia Eletrônica do setor de
Ciências Biológicas da Universidade Federal do Paraná (UFPR) pela
disponibilidade do MEV.
•
Ao Eng. Darling Perea no grupo de Corrosão e Conservação da
Universidad de Antioquia (U de A)-Colômbia, pela ajuda na caracterização
dos mecanismos de desgaste.
•
Ao Prof. Cesar Lúcio Molitz pela ajuda na caracterização dos materiais
realizados na Spectroscan Tecnologia de Materiais Ltda.
•
Ao Professor Sidnei Antonio Pianaro do Departamento de Engenharia de
Materiais da Universidade Estadual de Ponta Grossa, Paraná.
•
Ao Eng. Francisco Arieta na empresa Schmolz + Bickembach pela doação
dos materiais metálicos.
•
Ao senhor Francisco Viana na empresa Owengs Corning Fiberglas S.A.
pela doação da fibra de vidro utilizada nos ensaios preliminares.
•
Ao pessoal do Laboratório de Superfície e Contato (LASC) pelo apoio nesta
pesquisa.
•
Ao professor Marco Antonio Luersen no Laboratório de Mecânica Estrutural
(LAMES) pela disponibilidade do espaço de trabalho.
•
Ao professor Gilberto Walter Gogola no Departamento de Construção Civil
(DACOC) pela disponibilidade de equipamentos para os ensaios.
•
Ao Senhor Josuel Cordeiro na empresa Jatex Abrasivos, pelo fornecimento
das microesferas e do vidro moído.
•
Ao aluno Victor de Bassi Bernardi, graduando em Engenharia Mecânica
Industrial da UTFPR, pelo auxilio nos ensaios realizados nesta pesquisa.
RESUMO
PEREIRA, Juan Ignacio. Estudo comparativo dos mecanismos de desgaste
abrasivo em ligas de alumínio e de aços usados na fabricação de cavidades para
moldes de injeção de termoplásticos. 2011. 110 f. Dissertação - Programa de PósGraduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica
Federal do Paraná. 2011.
Este trabalho apresenta uma metodologia experimental para investigar a relação
entre a taxa de desgaste abrasivo, de materiais utilizados na confecção de
cavidades para moldes, e a morfologia do material abrasivo. Foram realizados
ensaios usando a norma técnica ASTM G65-04, a qual utiliza como tribômetro a,
comumente chamada máquina tipo roda-de-borracha. Como material abrasivo
optou-se por vidro em dois formatos diferentes: esferas e moído; como materiais
de fabricação de molde dois tipos de aço (AISI P20 e AISI 1045) e duas ligas de
Alumínio (ambas da família 7xxx). A caracterização dos corpos de prova foi
realizada com o uso da identificação das microestruturas, determinação da
microdureza e análise da superfície (rugosidade), além da análise química. O
apoio na microscopia eletrônica de varredura (MEV) como técnica de análise de
materiais permitiu identificar o mecanismo de desgaste na superfície dos corposde-prova, mostrando mudanças de mecanismo de desgaste abrasivo entre os
diferentes materiais. Neste trabalho também foi evidenciada a presença de
riscamento (sulcamento e/ou corte) nos diferentes pares analisados. A análise da
taxa de desgaste dos corpos-de-prova permite estabelecer a severidade do
desgaste produzido nos diferentes pares de analise. Os resultados obtidos
apresentam diferenças significativas no comportamento quando é feita a
comparação entre os materiais abrasivos e sua geometria, mostrando que os
materiais têm um maior desgaste com partículas de material moído. Nos ensaios
realizados com vidro moído os materiais apresentaram uma estabilização na taxa
de desgaste ao longo do tempo de ensaio e os corpos-de-prova analisados com
microesferas estão no período de Running-in, quer dizer não foi atingido o Steadystate e os resultados de taxa de desgaste pode apresentar erro de calculo. Estes
além apresentam formação de tribofilme especialmente nas amostras de alumínio
em forma de óxido de alumínio com alguma camada de material residual de vidro,
o qual é observável nas imagens obtidas no MEV.
Palavras-chave: Desgaste abrasivo. Roda-de-borracha. Alumínio. Sulcamento.
Morfologia do abrasivo.
ABSTRACT
PEREIRA, Juan Ignacio. Comparative study of abrasive wear mechanics of
aluminum and steals alloys used on the manufacturing of cavities by molds of the
thermoplastics injection. 2011. 110 f. Dissertação - Programa de Pós-Graduação
em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do
Paraná. 2011.
This paper presents an experimental methodology to investigate the relationship
between the rate of abrasive wear and morphology of the abrasive material. The
contact appears between the abrasive particles of glass used as filler of polymeric
material and the mold cavity. It were performed using the standard technique
ASTM G65-04 (type rubber wheel) with glass beads and crushed glass as a
material and abrasive materials such as mold making two types of steel (AISI P20
and AISI 1045) and two alloys Aluminum (Alumold 500 and Alcast both 7xxx
family), all in a state of supply. The characterization of the specimens was
performed using the identification of the microstructures, micro hardness
determination and analysis of the surface (roughness) and chemical analysis. The
analysis of the mass loss of specimens used in test after test allows establishing
the severity of wear produced by the different pairs of technical analysis (CdPsabrasive particle). The results found significant differences in behavior when a
comparison is made between the abrasive materials and their geometry,
showing that the materials have a higher wear particles of ground material. The
support in scanning electron microscopy (SEM) as a technique for analysis of
material allowed identifying the mechanism of wear on the surface of
the specimens used in evidence, showing changes in the mechanism of abrasive
wear between different materials, showed the presence of cutting, plastic
deformation and plowing in different pairs analyzed. For test with ground glass
materials showed a stabilization in the rate of wear over time and test the samples
are analyzed with microspheres in the Running-in period, i.e. was not reached
Steady-state result wear rate can present calculation error. They also have training
tribofilm form of aluminium oxide layer of material with some residual glass, which
is observable in the SEM images.
Keywords: Abrasive wear. Dry Sand/Rubber Wheel. Aluminium. Cutting. Particle
form.
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1. Representação esquemática de uma máquina injetora de plástico.....23
Figura 2.2. Rotas de produção de vários polímeros.............................................. 25
Figura 2.3. Projeto de um molde de injeção de três placas................................... 31
Figura 2.4. Diagrama orientado na escolha do aço para a cavidade do molde..... 35
Figura 2.5. “Efeito Diesel” na superfície de um molde produzida pela ação de
gases comprimidos no interior da cavidade........................................................... 38
Figura 2.6. Imagem do desgaste produzido na superfície da cavidade do molde
por ação de fibra de vidro na injeção de um material termoplástico. a) zona de
desgaste erosivo (entrada do fluxo polimérico), b) zona de transição de desgaste
erosivo a desgaste abrasivo, c) desgaste abrasivo............................................... 40
Figura 2.7. Representação esquemática de um sistema tribologico..................... 41
Figura 2.8. Classificação dos processos de desgaste........................................... 42
Figura 2.9. Tribossitemas onde o desgaste abrasivo é predominante.................. 43
Figura 2.10. Variação das taxas de desgaste (mm3/m x 10-2) de aço AISI 1020 em
função da força aplicada e da configuração do sistema. Abrasivo: SiC 250μm.... 44
Figura 2.11. Representação esquemática do desgaste abrasivo, a) dos corpos.. 45
Figura 2.12. Fotografias sucessivas mostrando a interferência da forma da
partícula sobre o movimento da mesma: a) formato esférico leva ao deslizamento
da superfície, b) formato anguloso tendendo ao rolamento da partícula............... 46
Figura 2.13. Partícula abrasiva proposta por Williams e Hyncica.......................... 47
Figura 2.14. Situações de desgaste: a) rolamento do abrasivo quando a relação
D/h é pequena; b) deslizamento do abrasivo quando a relação D/h aumenta...... 47
Figura 2.15. A-d. Quando D/h>(D/h)1 a partícula rotaciona até uma posição de
equilíbrio; e. Situação similar quando a dureza das superfícies é diferente; f.
partícula alojada na superfície mole...................................................................... 48
Figura 2.16. Microscopia mostrando formação de cavaco (A) de aço doce (B) pela
ação de um grão abrasivo (C) (VAN VLACK, 1973).............................................. 49
Figura 2.17. Variação dos micromecanismos de abrasão controlados por
deformação plástica com os parâmetros DP e f (tensão de cisalhamento do
contato/tensão de cisalhamento do material desgastado)..................................... 50
Figura 2.18. Distribuição de frequência do ângulo de ataque de partículas
abrasivas e uma superfície.................................................................................... 50
Figura 2.19. Micrografia em MEV, mostrando o mecanismo de microsulcamento
causado por um penetrador de aço ferramenta em aço inoxidável....................... 51
Figura 2.20. Micrografias em microscopia eletrônica de varredura, mostrando
mecanismos de abrasão em aço ferramenta (780 + 10 HV) em ensaio de microabrasão com 0,25N. (a) Microcorte, ensaio com diamante 3 μm em concentração
de 0,003 g/cm3 e (b) Microimpressões, ensaio com SiC 4 μm em concentração de
1,0 g/cm3................................................................................................................ 52
Figura 2.21. Tipos de desgaste observados com Microscopia Eletrônica de
Varredura. a) Sulcamento, b) Formação de proa e c) Microcorte......................... 53
Figura 2.22. relação esquemática entre taxa de desgaste e razão de dureza do
abrasivo (Ha) e dureza do material desgastado (H). K1: ponto que delimita o início
da região de transição. K2: ponto que delimita o final da região de transição....... 54
Figura 2.23. Resistência ao desgaste abrasivo de ligas endurecidos e metais
puros em um ensaio pino-contra –disco................................................................ 56
Figura 2.24. Esquematização do princípio de funcionamento do ensaio roda de
borracha (ASTM G65-05)...................................................................................... 57
Figura 2.25. Taxa de desgaste como função do tempo do ensaio ou da distancia
percorrida............................................................................................................... 59
Figura 3.1. Fotografia de um corpo de prova......................................................... 61
Figura 3.2. Representação esquemática do ensaio de microdureza VICKERS nas
ligas de após ensaio de 15 minutos, a) peça desgastada, b) análise para as ligas
de aço, c) sessão transversal para análise das ligas de alumínio......................... 65
Figura 3.3. Desenho esquemático do corpo de prova........................................... 66
Figura 3.4. Posicionamento da amostra no equipamento para a determinação da
taxa de desgaste, a) vista geral, b) detalhe do posicionamento do corpo-deprova...................................................................................................................... 68
Figura 3.5. Equipamento utilizado para os ensaios de desgaste e determinação do
mecanismo. a) vista completa do sistema, b) imagem especifica do sistema
mostrando a região de contato.............................................................................. 70
Figura 3.6. Representação esquemática das direções de medida no ensaio de
profundidade de desgaste..................................................................................... 71
Figura 4.1. Micrografia em microscopia eletrônica de varredura, mostrando, a)
Microesferas, b) Vidro moído................................................................................ 72
Figura 4.2. Distribuição granulométrica das partículas de vidro moído utilizadas
nos ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha..................................... 73
Figura 4.3. Distribuição granulométrica das microesferas de vidro utilizadas nos
ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha............................................ 74
Figura 4.4. Microestrutura de aço AISI P20. Ataque Nital 2%............................... 76
Figura 4.5. Microestrutura do AISI 1045, onde os grãos de perlita (região oscura)
são maiores e a ferrita nos contornos de grão (região clara). Ataque Nital 2%.... 76
Figura 4.6. Microestrutura de alumínio Alcast®, onde se observa uma estrutura
com Al + X(MgZn2) eutetico. Ataque Keller........................................................... 77
Figura 4.7. Microestrutura de alumínio Alumold®, onde se observa uma condição
de tratamento térmico com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutetico. Ataque
Keller..................................................................................................................... 78
Figura 4.8. Resultados da determinação da microdureza nos Cdps..................... 79
Figura 4.9. Perfil de rugosidade do aço AISI P20 obtido após lixamento.............. 80
Figura 4.10. Perfil de rugosidade do alumínio ALCAST® obtido após uso do filtro
de fator de forma.................................................................................................... 81
Figura 4.11. Macrografia da marca de desgaste abrasivo em abrasômetro tipo
roda de borracha com indicação do sentido do fluxo do vidro............................... 83
Figura 4.12. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com vidro
moído na direção do cumprimento do corpo-de-prova.......................................... 84
Figura 4.13. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com vidro
moído na direção da largura do corpo-de-prova.................................................... 84
Figura 4.14. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas de vidro
moído nos diferentes materiais.............................................................................. 85
Figura 4.15. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção do cumprimento do corpo-de-prova.................. 87
Figura 4.16. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção da largura do corpo-de-prova........................... 87
Figura 4.17. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção do cumprimento do corpo-de-prova.................. 88
Figura 4.18. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção da largura do corpo-de-prova........................... 88
Figura 4.19. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas das
microesferas de vidro nos diferentes ligas metalicas............................................ 89
Figura 4.20. Taxa de desgaste (g/g) dos materiais utilizando vidro moído como
material abrasivo nos ensaios............................................................................... 93
Figura 4.21. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) Alcast®
e b) Alumold® 500.................................................................................................. 94
Figura 4.22. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) AISI
1045 e b) AISI P20................................................................................................. 95
Figura 4.23. Taxa de desgaste (g/g) dos materiais utilizando vidro moído como
material abrasivo nos ensaios............................................................................... 96
Figura 4.24. Taxa de desgaste do Alcast® em um ensaio de desgaste abrasivo em
um período de 15 minutos com tamanhos de microesferas de 155,90 μm (1) e
162,9 μm (2)........................................................................................................... 97
Figura 4.25. Micrografia obtida no MEV da superfície do Alcast® apresentando, a)
incorporação de partículas de vidro e b) EDX....................................................... 98
Figura 4.26. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas
de alumínio, a) Alcast® e b) Alumold® 500............................................................. 99
Figura 4.27. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas
de alumínio, a) AISI 1045 e b) AISI P20.............................................................. 100
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1. Exemplos de Cargas Utilizadas em Termoplásticos........................... 28
Tabela 2.2. Especificações gerais das esferas de vidro existentes no mercado.. 30
Tabela 2.3. Densidades de diversas cargas e resinas.......................................... 30
Tabela 2.4. Descrição das características desejáveis aos moldes quanto ao uso e
a fabricação. .......................................................................................................... 33
Tabela 2.5 Aços padrão para fabricação de cavidades na injeção de plásticos... 34
Tabela 2.6. Recomendações para seleção de aços, tratamentos térmicos e
tratamentos de superfície. (TT: tratamento térmico, TS: Tratamento de
superfície).............................................................................................................. 36
Tabela 2.7. Variação do tamanho médio dos grãos dos abrasivos após ensaios de
desgaste a três corpos de revestimentos WC-12%Co.......................................... 55
Tabela 2.8. Parâmetros para medição da abrasão mediante o uso do abrasômetro,
norma ASTM G65-04 (Roda de borracha)............................................................. 58
Tabela 2.9. Parâmetros de ensaios tipo roda-de-borracha, diferentes daqueles
propostos pela norma ASTM G65-04.................................................................... 59
Tabela 3.1. Propriedades gerais do aço AISI P20................................................. 62
Tabela 3.2. Propriedades Mecânicas do aço AISI 1045........................................ 62
Tabela 3.3. Algumas propriedades do alumínio Alumold 500............................... 62
Tabela 3.4. Propriedades mecânicas y físicas do alumínio Alcast........................ 63
Tabela 3.5. Composição química dos aços AISI 1045 e P20................................ 64
Tabela 3.6. Composição química das ligas de alumínio da família 7xxx com
referencias comercial ALUMOLD® 500 e ALCAST®.............................................. 64
Tabela 3.7. Especificações do ensaio abrasivo realizado na roda de borracha
(norma ASTM G65-04).......................................................................................... 69
Tabela 3.8. Seqüência de lixamento utilizadas nos diferentes corpos-de-prova... 71
Tabela 4.1. Resultados dos ensaios de microdureza realizados às partículas de
vidro moído............................................................................................................ 75
Tabela 4.2. Resultados obtidos de microdureza Vickers dos corpos de prova..... 78
Tabela 4.3. Relação de dureza entre as ligas metálicas e as partículas
abrasivas................................................................................................................ 79
Tabela 4.4. Parâmetros de rugosidade da superfície dos aços AISI P20 e AISI
1045....................................................................................................................... 80
Tabela 4.5. Parâmetros de rugosidade da superfície das ligas de Alumínio......... 81
Tabela 4.6. Resultados obtidos dos ensaios de desgaste abrasivo com vidro
moído..................................................................................................................... 83
Tabela 4.7. Taxa de desgaste dos diferentes corpos-de-prova utilizando
microesferas como material abrasivo.................................................................... 86
Tabela 4.8. Microdureza VICKERS das ligas de aço após 15 minutos de ensaio
abrasivo................................................................................................................. 91
Tabela 4.9. Microdureza VICKERS das ligas de alumínio após 15 minutos de
desgaste abrasivo.................................................................................................. 91
Tabela 4.10. Resultados dos ensaios de desgaste em uma região de running-in
com microesferas de vidro.................................................................................... 97
LISTA DE SÍMBOLOS
β
θc
Фi
Фf
D/h
Dp
E/H
Ԑ
F
g/cm3
Há
K
K1 e K2
ƪ
L
lb
m
mm3/m
Ɯ
W
Maior Diagonal (análise de partícula abrasiva)
Ângulo de ataque das partículas abrasivas (proposta Hokkirigawa)
Diâmetro Inicial
Diâmetro Final
Razão Diagonal/distância (proposta para partícula abrasiva Williams
e Hyncica)
Nível de penetração do identador no ensaio de desgaste
Razão Módulo de Young e dureza superficial dos metais
Espessura (Partículas de vidro)
Quantidade de material abrasivo
Grama/centímetro3
Dureza da partícula abrasiva
Coeficiente de desgaste
Valores que definem região de transição dos regimes moderado e
severo
Comprimento (partículas de vidro)
Carga Aplicada
Libra
Metros
milímetros3/metros
Largura (partículas de vidro)
Taxa de desgaste
LISTA DE ABREVIAÇÕES
ABNT
ABS
AISI
Al2O3
AMCp
ASTM
C
CdPs
CME
Cr
Cu
DAMEC
EDX
GPa
HV
HRc
LACTEC
LASC
LF-PP
Lm
Lc
MEV
Mi
Mf
Mg
Mn
MMC
Mo
N
Ni
PC
PE
PMMA
POM
PP
PVAc
PVC
PVD
Associação Brasileira de Normas Técnicas
Copolímero Acrilonitrilo-Butadieno-Estireno
Instituto Americano do Ferro e Aço (Adaptação ao Português)
Oxido de Alumínio (Alumina)
Compósitos com Matriz de Alumínio
Sociedade Americana de Testes de Materiais
Carbono
Corpos-de-prova
Centro de Microscopia Eletrônica
Cromo
Cobre
Departamento Acadêmico de Mecânica
Difração de Raios X
Giga pascais
Dureza VICKERS
Dureza Rockwell C
Instituto de Tecnologia para o Desenvolvimento
Laboratório de Superfícies e Contato
Polipropileno reforçado com fibras de vidro longas
Comprimento de medição
Comprimento de corte
Microscopia Eletrônica de Varredura
Massa inicial
Massa final
Magnésio
Manganésio
Maquina de Medições por Coordenadas
Molibdênio
Newton
Níquel
Policarbonato
Polietileno
Polimetilmetacrilato
Polioximetileno
Polipropileno
Poliacetato de Vinila
Policloreto de Vinila
Deposição Física de Vapor
Pmc
Pm
rpm
SFPP
SiC
TS
TT
UEPG
UFPR
UTFPR
WC
Zn
Perda de massa corrigida
Perda de massa
Revoluções por minuto
Compósito de matriz polimérica reforçado com fibra de vidro corta
Carboneto de Silício
Tratamento de Superfície
Tratamento Térmico
Universidade Estadual de Ponta Grossa
Universidade Federal de Paraná
Universidade Tecnológica Federal do Paraná
Carboneto de Tungstênio
Zinco
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO................................................................................................. 20
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................. 23
2.1. Processo de injeção de materiais poliméricos...................................................... 23
2.2. Materiais Poliméricos para injeção....................................................................... 25
2.3. Os Materiais Compósitos...................................................................................... 26
2.3.1. Tipos de Cargas e reforços........................................................................ 27
2.3.2. O vidro como reforço para Compósitos...................................................... 28
2.4. Moldes de injeção................................................................................................. 30
2.4.1. Seleção de materiais para a cavidade na injeção de plásticos.................. 32
2.4.2. Diferentes aços usados na fabricação da cavidade no molde................... 33
2.4.3. Alumínio como material para cavidades no processo de injeçao de
polimeros....................................................................................................... 36
2.5. Modos de falha produzidos na cavidade do molde de injeção............................. 38
2.6. Processo de desgaste........................................................................................... 41
2.6.1. Tribossitema............................................................................................... 41
2.6.2. Definição, classificação e mecanismos de desgaste abrasivo................... 42
2.6.3. Classificação do contato dos corpos no desgaste abrasivo....................... 43
2.6.4. Mecanismos de desgaste........................................................................... 45
2.6.4.1.
Controlados por o movimento da partícula..................................... 45
2.6.4.2.
Controlados por deformação plástica............................................. 49
2.7. Ensaio de desgaste abrasivo ASTM G 65-01 (tipo roda de borracha)................. 57
3. MATERIAIS E MÉTODOS............................................................................... 60
3.1. Materiais.............................................................................................................. 60
3.1.1. Partículas abrasivas................................................................................... 60
3.1.1.1.
Microesferas de vidro...................................................................... 60
3.1.1.2.
Vidro Moído..................................................................................... 61
3.1.2. Materiais metálicos..................................................................................... 61
3.1.2.1.
Aços para corpos-de-prova............................................................. 61
3.1.2.2.
Alumínio para corpos-de-prova....................................................... 62
3.2. Caracterização dos abrasivos e dos corpos-de-prova...................................... 63
3.2.1. Tamanho das partículas............................................................................. 63
3.2.2. Composição química dos corpos-de-prova................................................ 64
3.2.3. Análise Metalográfica................................................................................. 64
3.2.4. Microdureza VICKERS............................................................................... 65
3.2.5. Rugosidade dos corpos-de-prova............................................................... 66
3.3. Ensaio abrasivo (determinação da taxa de desgaste)....................................... 66
3.4. Mecanismo de desgaste.................................................................................... 70
3.5. Profundidade do desgaste (metrologia)............................................................. 71
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO....................................................................... 72
4.1. Caracterização das partículas abrasivas............................................................. 72
4.1.1. Forma das partículas.................................................................................. 72
4.1.2. Distribuição de tamanho............................................................................. 73
4.1.3. Microdureza................................................................................................ 74
4.2. Caracterização dos corpos-de-prova................................................................... 75
4.2.1. Análise metalográfica dos metais............................................................... 75
4.2.2. Microdureza VICKERS............................................................................... 78
4.2.3. Rugosidade das amostras metálicas.......................................................... 80
4.2.4. Resumo da caracterização dos materiais................................................... 82
4.3. Ensaio de desgaste abrasivo.............................................................................. 83
4.3.1. Efeito do formato da partícula na taxa de desgaste................................... 83
4.3.2. Desgaste abrasivo com partículas de vidro moído..................................... 93
4.3.3. Desgaste abrasivo com microesferas de vidro........................................... 96
5. CONCLUSÕES.............................................................................................. 102
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS............................................. 103
REFERENCIAS................................................................................................... 104
ANEXOS A - (Composição e dureza Brinell das ligas metálicas)
ANEXOS B - (Resultados dos ensaios de desgaste com vidro moído)
ANEXOS C - (Resultados dos ensaios de desgaste com microesferas de vidro)
20
1. INTRODUÇAO
O processamento de materiais termoplásticos usando o método de moldagem
por injeção é uma das atividades econômicas de maior importância na indústria de
produção de peças plásticas. Junto ao preço das resinas e das máquinas
injetoras, o custo dos moldes constitui uma parcela muito importante do preço final
do produto.
A importância do mercado dos polímeros na indústria esta refletida nos dados
de produção e de vendas. No Brasil o setor plástico faturou R$ 40,9 bilhões em
2008, representando um aumento de 12,2% na comparação com o ano 2007.
Cifras que apresentam um cenário de crescimento devido ao bom desempenho da
economia no triênio compreendido entre os anos 2006 e 2008. No ano de 2008, O
mercado brasileiro registrou o consumo de 5,1 milhões de toneladas de resinas
(FATOR BRASIL, 2009).
Os custos de manutenção dos moldes (principalmente das cavidades) têm um
efeito de grande relevância no preço de produção de peças termoplásticas
injetadas. Estes cavidades metálicas são na maioria dos casos, fabricados em
aços ferramenta (AISI H13, AISI P20 e AISI D13). No entanto as ligas de alumínio
(7xxx) vêm sendo usadas mais frequentemente, devido à sua alta condutividade
térmica, facilidade de usinagem em algumas condições (geometria, tamanho, nível
de acabamento superficial, peso, etc.) e de seu menor custo de fabricação
(PLASTICRAFT, 2008). A seleção do material metálico mais adequado para um
molde deverá, então, considerar a influência do desgaste na vida do molde, no
acabamento superficial do produto e nos custos de produção.
Em uma indústria tão competitiva como é o caso da produção de peças
plásticas injetadas, o melhoramento do comportamento tribológico dos moldes
pode produzir uma redução atrativa nos custos de manutenção destas
ferramentas, mantendo a qualidade do produto final sob controle. Um dos
principais fatores que influenciam na qualidade final tanto do produto plástico
quanto da própria ferramenta, é a escolha do material adequado para as suas
cavidades. Durante o processo de moldagem por injeção de plásticos, é a
cavidade do molde o elemento que mais influi sobre a qualidade do produto final.
No projeto e usinagem dos moldes de injeção é de grande importância o
conhecimento do ciclo de trabalho ao qual será submetido o molde, permitindo
que o projetista faça uso dos melhores materiais simulando o nível de exigência
da aplicação. Geralmente para níveis de exigência menores onde se combinam
pouca quantidade de peças a injetar com materiais poliméricos de fácil
21
trabalhabilidade utiliza-se moldes com materiais de menor custo. Estes materiais
apresentam características mecânicas inferiores aos aços ferramentas sendo
algumas vezes substituídos por outro tipo de liga metálica (base de alumínio).
Durante o período de serviço um molde para injeção está submetido às
exigentes condições de trabalho: tais como um fluxo de plástico fundido a altas
velocidades, muitas das vezes contendo cargas minerais abrasivas, além de uma
alta freqüência de ciclos de aquecimento e resfriamento, os quais fazem com que
a resposta tribológica do material do molde seja determinante na sua vida útil, na
eficiência do processo e no acabamento superficial do produto final.
As cargas podem ser definidas como materiais sólidos, não solúveis, que são
adicionados aos polímeros em quantidades suficientes para diminuir custos e /ou
alterar sua propriedades. De acordo com as características dimensionais, os
materiais de reforço para compósitos termoplásticos, podem ser classificados em
cargas particuladas e fibrosas as quais podem ser tanto orgânicas como
inorgânicas (REBELLO, 2000 apud SOARES, 2006).
A utilização de carga mineral na composição do material injetado produz
desgaste nas superfícies da cavidade quando elas estão em contato e sua ação é
mais facilmente evidenciada com o número de ciclos que o molde tem que
suportar. O desgaste produzido nas cavidades nem sempre é gerado pelos
mesmos mecanismos o que torna importante o conhecimento dos fenômenos que
acontecem na hora da produção das peças pra desenvolver soluções para o caso
de presença de defeitos na peça final.
Estima-se que o desgaste dos moldes seja o maior responsável pela origem de
falhas e pela perda de produtividade em situações de alta escala de produção. O
desgaste das cavidades dos moldes prejudica o seu acabamento e resulta na
parada de maquinas. Diversos são os mecanismos atuantes nesses conjuntos: a
abrasão, como no caso de plásticos preenchidos com partículas de alta dureza
(fibras de vidro, minerais, etc.), a adesão e a corrosão (HARADA, 2004).
Os efeitos do tamanho e da morfologia das partículas abrasivas sobre a
resistência ao desgaste a sido extensamente referenciado na bibliografia (Fang et
al., 1993; Van Vlack, 1973; Verspui e De With, 1995), mas ainda continua sem ser
explicada a relação entre o tamanho da partícula e a taxa de desgaste.
Previamente, alguns autores concluíram que as partículas com um formato
mais próximo à esfera possuem a tendência de engastar em uma das superfícies
e deslizar sobre a outra, enquanto que partículas com um formato anguloso
tendem a rolar e indentar as superfícies.
22
O ângulo de ataque pequeno favorece o mecanismo de sulcamento, porém se
este ângulo aumenta a partir de um determinado valor critico o mecanismo
predominante passa do sulcamento para o corte. O aumento da razão D/h (no
qual D é a maior diagonal de seção transversal de um prisma utilizado como
geometria para representar uma partícula abrasiva e h é a distancia de separação
das superfícies) aumenta também o ângulo de ataque efetivo da partícula. Podese então antecipar a mudança do mecanismo de desgaste com o ângulo de
ataque das partículas: sulcamento ou corte (WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud
MARTINS, 2008).
O estudo da resistência ao desgaste de materiais utilizados em cavidades para
moldes de injeção faz parte de uma linha de pesquisa do Laboratório de
Superfícies e Contato (LASC) denominada de Processamento e Caracterização de
Materiais Resistentes ao Desgaste e a Corrosão.
O objetivo deste trabalho é fazer um estudo comparativo da resistência ao
desgaste de ligas de alumínio e de aços usados na fabricação de moldes de
injeção de termoplásticos, utilizando ensaio abrasivo tipo roda de borracha com
partículas de diferentes morfologia. Para alcançar este intento, alguns objetivos
específicos devem ser alcançados, que são:

Implementar mudanças nos parâmetros de ensaio da norma ASTM G6504 capazes de produzir resultados confiáveis para o estudo de abrasão
em metais utilizados em moldes de injeção.

Estudar a importância da morfologia da partícula abrasiva no
comportamento da taxa e mecanismo de desgaste dos corpos-de-prova.

Fazer a comparação das características das partículas abrasivas
utilizadas nos ensaios.

Caracterizar os mecanismos de desgaste dos materiais após o ensaio de
desgaste abrasivo
23
2. Revisão Bibliográfica
2.1. Processo de Injeção de materiais poliméricos
O processo de moldagem por injeção consiste essencialmente no
amolecimento do material em um cilindro aquecido e sua consequente injeção em
alta pressão para o interior de um molde relativamente frio, onde endurece e toma
a forma final. O artigo moldado é então expelido do molde por meio dos pinos
ejetores, ar comprimido, prato de arranque ou outros equipamentos auxiliares.
Comparando-se com a extrusão, a moldagem por injeção apresenta-se como um
processo cíclico. Um ciclo completo consiste das operações seguintes:

Dosagem do material plástico granulado no cilindro de injeção;

Fusão do material até a consistência de injeção;

Injeção do material plástico fundido no molde fechado;

Resfriamento do material plástico até a solidificação;

Extração do produto com o molde aberto;
Uma injetora é uma máquina com a tarefa principal de fabricar peças a partir
de massas de moldagem de elevado peso molecular, com a ajuda de pressões
elevadas. A Figura 2.1 mostra os componentes de um equipamento do processo
de injeção de plásticos.
Figura 2.1. Representação esquemática de uma máquina injetora de plástico.
Fonte: Provenza, 1993
24
A moldagem por injeção é um processo dinâmico e cíclico que pode ser
dividido, simplificadamente em seis etapas sucessivas: fechamento do molde,
dosagem, preenchimento, recalque, resfriamento e extração (Dae, 2009). A seguir
serão apresentadas detalhadamente as etapas de transformação de plásticos por
injeção:

Fechamento do molde: O ciclo de moldagem é iniciado pelo fechamento e
travamento do molde, necessário para suportar altíssima pressão no interior
da cavidade no momento da injeção. Os equipamentos atuais variam este
valor desde 30 toneladas até mais de 1000 toneladas.

Dosagem: Consiste na plastificação e homogeneização do compósito no
cilindro de injeção, obtidas por meio do movimento de rotação do parafuso
e do aquecimento do cilindro por resistências elétricas. Os parâmetros
importantes a serem levados em consideração nesta etapa são:
temperatura do cilindro, velocidade de rotação e contrapressão do
parafuso.

Preenchimento: Injeção do polímero para o interior da cavidade do molde
por meio do movimento linear de avanço do parafuso. Quando a camada de
material polimérico entra em contato com as superfícies frias da cavidade
do molde, ele esfria rapidamente, enquanto o núcleo central continua
fundido. O material adicional que entra na cavidade flui ao logo da linha do
canal enquanto as paredes da cavidade revestidas por termoplásticos já
estão solidificadas. Os principais parâmetros nesta etapa são: pressão de
injeção, velocidade de injeção e dimensionamento dos pontos de injeção da
cavidade do molde.

Recalque: Finalizando o preenchimento das cavidades com volume de
material fundido maior que o volume real da cavidade, a pressão nas
paredes da mesma é mantida constante até a solidificação da peça. Esta
manutenção da pressão nas cavidades é conhecida como recalque e se
destina a compensar a contração da peça moldada durante seu
resfriamento, evitando a ocorrência de defeitos de moldagem como os
chamados “rechupes”, e outras imperfeições, bem como perda de
parâmetros dimensionais. A pressão de recalque determina quanto material
foi adicionado a mais do que o necessário para o completo preenchimento
do molde. Uma regra básica define que a dosagem deve incluir um volume
entre 5 e 10% maior que o necessário para o completo preenchimento da
cavidade.
25

Resfriamento: finalizada a etapa de recalque a peça é mantida no molde
fechado, para o resfriamento e, consequentemente, para complementação
de sua solidificação. O calor da peça transmitido ao molde durante o
resfriamento é dissipado por um refrigerante, normalmente água, o qual se
desloca através dos dutos feitos no molde (canais de refrigeração).

Extração: encerrada a etapa de resfriamento a peça é extraída por ação de
extratores mecânicos, hidráulicos, elétricos, pneumáticos, que são definidos
de acordo com a concepção do molde e a geometria da peça.
A importância dos materiais poliméricos assim como a classificação dos
mesmos será discutida à continuação no item de materiais poliméricos para o
processo de injeção.
2.2. Materiais poliméricos para injeção
Os tipos de polímeros mais consumidos atualmente são os polietilenos,
polipropilenos, poliestirenos, poliésteres e poliuretanos; que devido a sua grande
produção e utilização são chamados de polímeros commodities (MANRICH,
2005). Outras classes de polímeros, como os poliacrilatos, policarbonatos e
fluorpolímeros tem tido uso crescente. A Figura 2.2 mostra os principais tipos de
polímeros pra injeção e os compostos utilizados em sua fabricação.
Figura 2.2. Rotas de produção de vários polímeros.
Fonte: MANRICH, 2005
26
As propriedades mecânicas e o comportamento do polímero durante o
processamento são altamente dependentes do tamanho médio e da distribuição
de comprimentos das cadeias de polímero. Embora para um dado polímero com a
mesma estrutura química, pesos moleculares diferentes podem mudar
completamente as propriedades do polímero (propriedades físicas, mecânicas,
térmicas, reológicas, de processamento e outras), e por esta razão, os polímeros
são caracterizados principalmente por seu peso molecular.
O uso de polipropileno (PP) com fibra de vidro é ainda objeto de muita
investigação científica e tecnológica, em função do grande atrativo deste
compósito para aplicações de engenharia cada vez mais exigentes, como
requerida na indústria automobilística, na qual os requisitos da relação
custo/desempenho mecânico devem ser otimizados. Portanto a grande maioria
dos desenvolvimentos está concentrada na melhoria das características dos
compósitos, isto é, das propriedades da matriz polimérica, do reforço fibroso e da
interface polímero-reforço (LOPES e SOUZA, 1999).
Como já foi descrito nos parágrafos anteriores existem diversos materiais
poliméricos que podem ser utilizados no processo de injeção, entre eles os
materiais compósitos de matriz polimérica. A continuação será analisada a
natureza e importância deste tipo de materiais.
2.3. Os materiais compósitos
Os compósitos representam um caso de particular importância dentro do grupo
das misturas poliméricas imiscíveis. Materiais compósitos são resultantes da
combinação entre dois ou mais materiais de modo a formar um novo produto com
características diferentes dos seus constituintes originais. Estes materiais são
produzidos através da mistura física de uma fase dispersa que pode ser na forma
de partículas, fibras ou mantas em uma fase contínua, denominada de matriz
(SHELDON, 1982; BODIG e JAYNE, 1993; HULL, 1981 apud MANEIRA, 2006).
O papel da matriz é manter a orientação das fibras e seu espaçamento,
transmitir as forças de cisalhamento entre as camadas das fibras (para que o
compósito resista a fenômenos como dobramentos e torções) e protegê-las do
ambiente exterior (MANO, 1991; ALLEN e THOMAS, 1999, apud MANEIRA,
2006).
Basicamente os materiais compósitos podem ser classificados nas seguintes
categorias:

Combinação Polímero-Polímero (Blendas poliméricas);
27

Combinação Polímero-Gás (Espuma, polímero celular);

Combinação Polímero-Carga Rígidas;
•
•
•
Polímero-Fibra;
Polímero-Partícula;
Polímero-Carga Híbrida;
Historicamente, o polímero termoplástico tem sido usado extensamente como
matriz reforçado com fibras curtas no processo de injeção de plásticos. No
começo dos anos 80 do século passado se desenvolveu matrizes poliméricas
adequadas para alto desempenho. O resultado foi uma nova classe de materiais
compósitos com tempos pequenos de processamento, uma tolerância ao dano
superior aos tradicionais materiais compósitos de matriz polimérica além de uma
resistência maior a solventes (MILLER, 1996 apud SAMSUDIN, 2008).
Geralmente, o aumento do reforço promove as propriedades mecânicas
(Murkherjee e Satyanarayana 1984 apud MANEIRA, 2006), embora uma alta
quantidade de reforço possa favorecer a aglomeração e a baixa dispersão da
matriz, com consequente redução da resistência do produto final. Os materiais de
reforço serão descritos a seguir.
2.3.1.
Tipos de cargas e reforços
As cargas podem ser definidas como materiais sólidos, não solúveis, que são
adicionados aos polímeros em quantidades suficientes para diminuir custos e /ou
alterar sua propriedades. As cargas podem ser classificadas quanto a sua forma
geométrica, particuladas ou fibrosas; quanto a sua capacidade de reforço, ativa
(reforçativa) ou inerte (enchimento); quanto a sua natureza química orgânica ou
inorgânica; ou quanto a sua origem, natural ou sintética (REBELLO, 2000 apud
SOARES, 2006).
Em resumo, as principais características que definem o desempenho de uma
carga são (ROSSI, 1991 apud SOARES, 2006):




Fator de forma;
Tamanho e distribuição de tamanho de partículas;
Área superficial;
Natureza química da superfície;
As principais características de algumas cargas empregadas em termoplásticos
são apresentadas na Tabela 2.1. As formas das partículas mais empregadas na
indústria de transformação plástica são as microesferas e as fibras, dependendo
28
das aplicações dos produtos finais como é explicado no item a seguir. A área
superficial específica, medida geralmente em m2/g, é outro parâmetro que,
semelhantemente a fator de forma, é decisiva para melhorar a adesão entre carga
e matriz.
Tabela 2.1. Exemplos de cargas utilizadas em termoplásticos.
Fonte: SOARES, 2006.
2.3.2.
O vidro como reforço para compósitos
Uma das mais importantes formas de reforçar materiais poliméricos são as
fibras, que podem ser descritas como flexíveis, macroscopicamente homogêneas,
com alta relação entre comprimento e seção transversal.
O compósito de matriz polimérica reforçados com fibra de vidro curta (SFRP)
são muito atrativos para a indústria devido a sua facilidade na fabricação e
economia. Os processos de transformação de materiais como a injeção e extrusão
29
são os mais frequentemente usados para fazer este tipo de compósitos (BADER,
1983; FU, 1999 apud FU, 2000).
O efeito do comprimento da fibra do material de entrada no processo de
moldagem tem sido relatado por vários autores. Na maioria dos casos, estes
relatórios são baseados em compósitos comercialmente disponíveis de
polipropileno reforçado com fibras “longas” e “curtas” (LF-PP e SF-PP,
respectivamente). A maioria dos compostos LF-PP são feitos por uma variação do
processo de pultrusão exigindo uma entrada contínua de fibra de vidro, enquanto
a maioria dos compostos SF-PP são produzidos por extrusão de feixes picado de
fibras de vidro ou misturado ao PP ou pellets adicionado ao PP fundido em uma
operação de extrusão. A produção destas duas formas diferentes de fibra de vidro
coloca uma série de restrições para a formulação de dimensionamento, a
distribuição do diâmetro da fibra e da densidade linear das fibras (THOMASON,
2001 apud THOMASON, 2002). Além disso, as fibras de vidro contínuas para a
produção de LF-PP tipicamente estão dentro da faixa de diâmetro das fibras de
16-20 μm, enquanto que o diâmetro da fibra padrão para SF-PP está na faixa de
14-17 μm (THOMASON, 2002).
Outra forma de material particulado de vidro utilizado para reforço de materiais
poliméricos são as microesferas de vidro. Microesferas são partículas esféricas,
normalmente com diâmetros menores do que 200 micrômetros, que podem ser
utilizadas como cargas para polímeros. Apresentam várias diferenças com relação
às cargas não-esféricas (que podem se apresentar na forma de flocos, grânulos,
fibras, partículas irregulares e outras). Por exemplo, a razão entre área e volume é
menor que em todos os outros casos, de maneira que o aumento de viscosidade é
menor quando se compara com a adição do mesmo volume de outra carga (LEE,
1986 apud BARBOZA, 2002).
Normalmente no mercado existem diferentes tamanhos de esferas como pode
se observar na Tabela 2.2; a granulométria utilizada nos ensaios corresponde ao
tipo AD com uma faixa entre 106 e 212 micrometros.
30
Especificações gerais
Tabela 2.2. Especificações gerais das esferas de vidro existentes no mercado.
Tipo
Peneira
AA
AB
AC
AD
AF
AG
AH
AI
AQ
30 – 70
50 -80
60 – 100
70 – 140
100 – 200
140 – 270
170 – 325
<230
<270
Distribuição de tamanho
(micrometros)
600 – 212
300 – 180
250 – 150
212 – 106
150 – 75
106 – 53
90 – 45
<63
<53
Esfericidade
(% mínima)*
70
70
80
80
80
80
80
80
80
Fonte: Industrias Potters, 2009
* % mínima de partículas com formato esférico.
A Tabela 2.3 lista a densidade das microesferas ocas de vidro e de tipos
comuns de cargas e resinas.
Tabela 2.3. Densidades de diversas cargas e resinas.
Carga
Densidade (g/cm3)
Microesferas de vidro
0,15 – 0,40
Carbonato de Cálcio
2,5
Talco
2,7
Perlita
2,6
Fibra de vidro
0,29
Resinas de poliéster
2,5
Rexina Epoxi
1,1 – 1,5
Resina de Poliuretano
1,1 – 1,4
Resina de Polipropileno
1,1 – 1,5
Fonte: 3M and Zeelan Industries, Inc. Microspheres, 2009.
Como se discutiu ao começo desta revisão bibliográfica um dos componentes
mais importantes do processo de transformação de materiais poliméricos por
injeção é o molde de injeção, especificamente a cavidade, pelo que a seguir se
apresentara uma revisão bibliográfica sobre os diferentes fatores a conhecer sobre
este componente.
2.4. Moldes de injeção
Os moldes ou matrizes usados nos processos de conformação e injeção de
plásticos podem ser definidos como ferramentas usadas para reproduzir as formas
geométricas de um produto. Essa ferramenta é construída de várias partes
mecânicas formando um conjunto (VOLPATO, 1993 apud FERREIRA, 2006), mas
basicamente tem-se duas partes, cada umas dessas partes contém uma gravura
31
(macho ou fêmea), que quando unidas formam uma cavidade onde será produzida
a peça. Suas cavidades possuem os formatos e as dimensões dos produtos
desejados. A estrutura básica do molde de injeção é conseguida através da
montagem de placas de aço em uma determinada ordem, após a usinagem, de
acordo com o projeto.
A Figura 2.3 uma representação genérica e simplificada dos componentes que
fazem parte de um molde de injeção, e subdivide o mesmo em seis partes, cujas
diferentes funções serão explicitadas a seguir. Os componentes responsáveis pelo
guiamento e alinhamento do molde são fundamentais para sua concentricidade e
consequente qualidade do produto final. A alimentação do molde, ou seja, canais
de injeção principais e secundários são os responsáveis pelo preenchimento de
todas as cavidades, e, portanto, de grande influência no tempo total de ciclo de
injeção. O sistema de ejeção responde pela perfeita extração do produto final, e,
na maioria dos casos, deve garantir que o mesmo seja extraído mecanicamente
de dentro do molde. O sistema de troca de calor, também conhecido como
refrigeração do molde, deve manter estável a temperatura deste, e, além disso,
ser eficiente o suficiente para que o produto esteja solidificado no momento da
extração. É através das placas bases, superior e inferior, que o molde será preso
na máquina injetora, e as forças de injeção e extração, transmitidas para o
funcionamento cíclico do processo.
Figura 2.3. Projeto de um molde de injeção de três placas.
Fonte: Povenza, 1991.
32
Como se tem discutido, o projeto de fabricação dos moldes de injeção precisa
do conhecimento dos diferentes componentes, sendo as cavidades (macho e
fêmea) os mais importantes pelo que a seguir se apresenta uma revisão dos
aspectos mais relevantes da seleção dos materiais para a fabricação de estes
componente do molde.
2.4.1.
Seleção de materiais para a cavidade no molde de injeção de
plásticos
Um dos principais fatores que influenciam na qualidade final tanto do produto
plástico quanto da própria ferramenta, é a escolha do material adequado para a
cavidade (fêmea/macho). Durante o processo de moldagem por injeção de
plásticos, é a cavidade do molde o elemento que mais influi sobre a qualidade do
resultado final. Os fatores que condicionam o desempenho dos moldes são a
temperatura e a pressão de injeção do material a injetar.
No caso geral a cavidade é a responsável pela obtenção de três dos
parâmetros que definem a qualidade das peças fabricadas, a precisão
dimensional, a precisão de forma, e no ultimo a precisão no acabamento
superficial. Os dois primeiros parâmetros são afetados tanto pelas deformações
elásticas quanto pela dilatação térmica que sofre a cavidade, bem como a
contração da peça como consequência do resfriamento e solidificação. O terceiro
parâmetro depende das características da interação plástico-metal (GONZALEZ,
2008).
O molde de injeção de materiais termoplásticos é um conjunto de peças cada
uma com uma função específica que unidas permitem obter um produto. Esta
complexidade esta dada pela interatividade com outras áreas de conhecimento
como transferência de calor, mecânica dos fluidos, Tribologia, entre outras
(MORATELLI, 2006).
Apesar de todas as partes possuírem aspectos importantes para a boa
funcionalidade e produtividade do molde, as regiões moldantes (fêmea e macho)
são consideradas críticas uma vez que as mesmas interagem diretamente com o
material polimérico e com o fluido utilizado na refrigeração do molde (MENGES,
2000 apud MORATELLI, 2006).
De maneira geral, os materiais para fabricação de moldes devem conter
algumas características que são desejáveis a peça acabada, bem como para
facilitar sua fabricação. Barbosa, (2001 apud DOMINGUES, 2009) dividiu estas
33
características quanto ao uso e a fabricação. Tais descrições podem ser
observadas na Tabela 2.4.
Tabela 2.4. Descrição das características desejáveis aos moldes quanto ao uso e
a fabricação.
Quanto ao uso
Propriedades mecânicas (dureza, etc.)
Respostas a nitretação
Facilidade de polimento
Resposta de texturacão
Condutibilidade térmica
Resistência à corrosão (inoxibilidade)
Reprodutibilidade
Mínimo custo
Características desejáveis para fabricação
Usinabilidade
Soldabilidade
Reprodutibilidade
Estabilidade dimensional (se tratar
termicamente)
Mínimo risco e complexidade (se tratar
termicamente)
Fonte: DOMINGUES, 2009.
Muitos fatores determinam a seleção dos materiais para cavidade e macho.
Tais fatores resultam de considerações econômicas, natureza e formato da peça a
ser moldada e sua aplicação, e de algumas propriedades específicas, tais como,
condutividade térmica, resistência mecânica, ductilidade, dureza e tratamentos
térmicos que podem ser empregados. Além disso, detalhes sobre o produto a ser
moldado são de grande importância e devem ser fornecidos previamente ao
projeto do molde.
O conhecimento da demanda de produção e/ou colocação do produto no
mercado auxiliará na determinação da quantidade de peças a serem produzidas
no molde, ou seja, o número de impressões que ele terá, e consequentemente,
sua vida útil estimada. Somado a isso, com a tendência cada vez maior de moldes
de injeção para curtas séries, o processo de seleção de materiais passa a ser um
aspecto cada vez mais importante (POUZADA apud MORATELLI, 2006). Por isso,
as propriedades térmicas, mecânicas e metalúrgicas dos moldes derivam dos
requerimentos citados anteriormente.
2.4.2.
Diferentes aços usados na fabricação da cavidade no molde
Os aços indicados na Tabela 2.5 são de uso corrente no Brasil. Esta relação
apresenta as principais características dos aços indicados e a dureza que é
utilizada após tratamento térmico. É importante notar que os aços indicados são
para a seleção de cavidades de moldes de injeção de plástico. Em função de
requisitos especiais, o mercado de aços oferece outras opções. Por exemplo, nas
34
famílias dos inoxidáveis martensíticos, há grande variedade à disposição do
mercado que apresenta polibilidade superior ao aço AISI 420. Em função da
necessidade de polimento, pode- se alterar a seleção do aço inoxidável AISI 420
para outro da mesma família de metais, mas com polibilidade superior (HARADA,
2004).
Tabela 2.5 Aços padrão para fabricação de cavidades na injeção de plásticos.
Aço
AISI
1020/1045
AISI 4340
AISI P20
AISI H13
AISI 420
Equivalências
Características
Aço carbono comum
VM40 (Villares)
Aço carbono baixa liga.
Fornecido no estado
pré-beneficiado
VP20IM (Villares)
P20 (Gerdau)
IMPAX
(Uddeholm)
M200 (Boehler)
THYROPLAST 2311
VH131M (Villares)
W302 (Boehler)
ORVAR
(Uddeholm)
H13 (Gerdau)
THYROPLAST 2344
V9420IM (Villares)
M310 ISOPLAST
(Boehler)
STAVAX
(Uddeholm)
420 (Gerdau)
THYROPLAST 2344
Aço ferramenta
especifica para moldes
plásticos. Alta
polibilidade. Fornecido
no estado prebeneficiado
Aço ferramenta para
trabalho a quente.
Endurecível por
têmpera
Aço inoxidável
martensítico.
Alta polibilidade
Endurecível por
têmpera
Dureza de utilização
Utilizado no estado de
fornecimento (recozido)
Utilizado no estado de
fornecimento prébeneficiado com durezas
de 28/32 HRc.
Utilizado no estado de
fornecimento prébeneficiado com durezas
de 28/32 HRc.
Utilizado no estado
temperado para 50/52
HRc.
Utilizado no estado
temperado para 50/52
HRc.
Fonte: HARADA, 2004.
Através da união de informações relevantes ao projeto de fabricação do molde
(resina termoplástica empregada, suas cargas adicionadas) e levando em conta
as principais solicitações do molde e a produtividade desejada, pode ser
representada graficamente (Figura 2.4) a disponibilidade dos mais importantes
aços na indústria de fabricação das cavidades para injeção de material polimérico
(MORATELLI, 2006).
35
Figura 2.4. Diagrama orientado na escolha do aço para a cavidade do molde
Fonte: MORATELLI, 2006
Outros fatores a considerar, para a seleção do aço e dos tratamentos térmicos,
são o que se pode chamar de “Requisitos Especiais”, em particular pode-se cita a
resistência à corrosão e a polibilidade, como condições muito importantes neste
segmento em função das necessidades do produto. Estas propriedades estão
intimamente relacionadas com a qualidade do aço utilizado e com o tratamento
térmico aplicado. A Tabela 2.6 apresenta algumas recomendações para a seleção
de aços, tratamentos térmicos e tratamentos de superfície.
36
Tabela 2.6. Recomendações para seleção de aços, tratamentos térmicos e
tratamentos de superfície. (TT: tratamento térmico, TS: Tratamento de superfície).
Meia
Abrasividade do produto
Requisitos
especiais
Produção desejada
Meia
Alta
Aço: ao carbono
(1020/1045)
TT: nenhum
Aço: ao carbono
(1020/1045)
TT: nenhum
TS: Nitrocarbonatação
Aço: AISI 4340 ou P20
TT: nenhum
TS: Nitrocarbonatação
Aço: ao carbono
(1020/1045)
TT: nenhum
TS:
Nitrocarbonatação
Aço: AISI 4340 ou P20
TT: nenhum
TS: Nitrocarbonatação
Aço: endurecido por
precipitação
TT: envelhecimento
TS:
Nitrocarbonatação/Nitretaçã
o a plasma/ PVD
Aço: AISI H13
TT: Têmpera a vácuo
TS: Nitrocarbonatação/PVD
Aço: endurecido por
Aço: AISI H13
precipitação
TT: Têmpera a vácuo
TT: envelhecimento
TS:
TS:
Nitrocarbonatação/PVD
Nitrocarbonatação/
Nitretação a plasma
Polibilidade: Aço P20 ou AISI 420; TT: Têmpera a vácuo (420) e nenhum (P20); TS: PVD
Corrosão: Aço P20 ou AISI 420; TT: Têmpera a vácuo (420) e nenhum (P20); TS: PVD
Baixa deformação: Aço P20 ou AISI 420; TT: Têmpera a vácuo (420) e nenhum (P20)
Alta
Seleção Padrão
Baixa
Baixa
Fonte: HARADA, 2004
2.4.3.
Alumínio como material para cavidades no processo de
injeção de polímeros
Para evitar uma elevação do desgaste e, consequentemente uma redução na
qualidade das peças injetadas, tem sido necessário o estudo de novos materiais
que permitam além de otimizar a resistência ao desgaste das cavidades nos
moldes, também estabelecer modelos de predição da sua vida útil. Dentro das
possíveis alternativas, os compósitos com matriz de alumínio estão sendo
empregados na fabricação de componentes estruturais em diversos setores
industriais. Nos últimos anos as indústrias do transporte (especialmente no setor
aeroespacial e automotiva) têm trabalhado no campo da pesquisa e
desenvolvimento dos componentes AMCp (Compósitos com Matriz de Alumínio),
incorporando partículas de reforço de SiC ou de Al2O3. O objetivo destes estudos
tem sido a substituição de ligas mais pesadas, como as de titânio na indústria
aeronáutica e o ferro fundido na automotiva.
37
Recentemente diversos pesquisadores tem buscado a utilização de ligas de
alumínio não reforçadas na fabricação de moldes de injeção (PERRYMAN, 1997;
BEVAN, 2000; FOURAY, 1996 e WENG, 1997 apud PICAS, 2006). A utilização
neste campo tem encontrado problemas pelas elevadas tensões mecânicas
envolvidas nesses processos, assim como pela baixa resistência ao desgaste que
apresentam a maioria de ligas utilizadas (NERONE, 2000 apud PICAS, 2006). A
utilização de materiais reforçados tem permitido incrementar as propriedades
mecânicas, em especial a resistência à fadiga e resistência ao desgaste de
diversas ligas de alumínio (PICAS, 2006 e GONZALEZ, 2008).
A baixa densidade específica e a elevada condutividade térmica são as
propriedades que tornam interessantes as ligas de alumínio na fabricação das
cavidades. A baixa densidade específica pode dar uma redução do peso dos
moldes de alumínio de até um 65% em comparação como os atuais moldes de
aço (PICAS, 2006). A elevada condutividade térmica do alumínio, quatro vezes
maior do que a do aço permite uma rápida e uniforme distribuição e dissipação de
calor, melhorando a qualidade do produto e a redução dos tempos de injeção.
Nas ligas da serie 7xxx o zinco (Zn) é o elemento de liga de maior
porcentagem, variando de 1 a 8%, O uso de uma pequena porcentagem de
magnésio (Mg) resulta em uma liga tratável termicamente e com alta resistência
mecânica (ASM, 1990). A adição destes elementos de liga, no entanto reduzem a
soldabilidade da liga, devido ao aumento da suscetibilidade a trincas. Usualmente,
outros elementos como cobre (Cu) e cromo (Cr) são adicionados em pequenas
quantidades. Estas ligas são largamente utilizadas em peças altamente solicitadas
mecanicamente (ASM, 1990).
É importante ter conhecimento dos fenômenos de desgaste que se podem
apresentar no trabalho constante de um molde de injeção de plásticos. A seguir se
apresenta a discussão sobre os modos de falha, no qual se estuda os diferentes
conceitos de desgaste desenvolvidos por diversos pesquisadores.
38
2.5. Modos de falhas produzidos nos moldes de injeção
Estima-se que o desgaste dos moldes especialmente na cavidade seja o maior
responsável pela origem de falhas e pela perda de produtividade em situações de
alta escala de produção. O desgaste da cavidade dificulta a desmoldagem dos
produtos, prejudica o seu acabamento e resulta na parada de maquinas. A maioria
dos moldes possui um alto valor agregado e, muitas vezes, a cavidade tem
geometrias complexas, consistindo de peças em movimento relativo, que facilitam
os mecanismos de corrosão e desgaste. Diversos são os mecanismos atuantes
nesses conjuntos: a abrasão, como no caso de plásticos preenchidos com
partículas de alta dureza (fibras de vidro, minerais, etc.), a adesão e a corrosão
(HARADA, 2004).
Durante o trabalho dos moldes para plástico e borracha, pode-se citar como
principais falhas sofridas por eles:

Desgaste abrasivo, notadamente nos casos de materiais com maior carga
de materiais altamente abrasivos, como fibras de vidro, minérios, etc.

Corrosão pelos produtos da decomposição de certos polímeros clorados,
como por exemplo, PVC.

“Efeito Diesel” resultante da detonação brusca de gases comprimidos,
podendo conduzir a efeitos de queima da superfície do molde, como
mostrado abaixo, na Figura 2.5.
Figura 2.5. “Efeito Diesel” na superfície de um molde produzida pela ação
de gases comprimidos no interior da cavidade.
Fonte: ARAÚJO,P., 2004
39

De acordo com vários autores Knotek (1993), Shivpuri (1995), Yu (1995) e
Wang (1997) (apud ARAÚJO, 2005), a fadiga térmica é um dos tipos de
desgaste de moldes de injeção, podendo atuar isoladamente ou em
conjunto. A fadiga térmica ocorre devido ao fato do molde estar sempre a
uma temperatura inferior à do termoplástico que está sendo injetado.
No estudo realizado por Bergstrom (2001), foi desenvolvida uma metodologia
experimental para estudar o desgaste da superfície de moldes de injeção. As
condições dos ensaios (tipo de polímero, ciclo de injeção, etc.) foram
estabelecidas para garantir a ocorrência do desgaste acelerado permitindo o
estudo do fenômeno no trabalho. Neste caso foi utilizado como material
polimérico, resina de policarbonato (Lexan 341R-739), a qual contém 40% em
peso de fibras de vidro curta, a qual é muito conhecida pelo seu caráter abrasivo.
O estudo revelou principalmente mecanismo de desgaste abrasivo
por ação das partículas rígidas com a atuação de micro-corte e desgaste por
impacto de partículas sólidas (erosão). As proporções e a quantidade dos diversos
mecanismos dependem:
•
•
•
Da localização da medição do desgaste no molde, das variáveis de
fluxo, ou seja, da geometria do molde, resultando em diferentes zonas
de desgaste;
Das condições de injeção;
Da resposta do material do molde;
Diferentes mecanismos de desgaste podem se apresentar na mesma cavidade
do molde, dependendo da zona de análise como se mostra na Figura 2.6. Podemse distinguir duas zonas de desgaste, uma perto da entrada do fluxo e outra longe
desta região. A zona que está localizada perto da entrada do fluxo do material
polimérico apresenta maior desgaste em comparação com a outra. Isto ocorre por
que as partículas abrasivas têm um contato mais direto com a superfície e a uma
maior velocidade, sendo o mecanismo predominante o desgaste erosivo. Nesta
zona pode-se observar deformação plástica e erosão da matriz (BERGSTROM,
2001).
40
(a)
(b)
(c)
Figura 2.6. Imagem do desgaste produzido na superfície da cavidade do
molde por ação de fibra de vidro na injeção de um material termoplástico. a)
zona de desgaste erosivo (entrada do fluxo polimérico), b) zona de transição
de desgaste erosivo a desgaste abrasivo, c) desgaste abrasivo.
Fonte: Adaptado de BERGSTROM, 2001
41
2.6. Processo de desgaste
2.6.1. Tribossistema
As características físicas e as condições ambientais presentes na interação das
superfícies dos pares mecânicos que estão em contato e movimento relativo, é
conhecido como tribossistema. Este é representado pelo corpo e contra-corpo, o
elemento interfacial, o meio circunvizinho (gases, líquido, em diferentes condições
de pressão). A Figura 2.7 apresenta de forma esquemática o que vem a ser um
sistema tribológico.
Figura 2.7. Representação esquemática de um sistema tribologico.
Fonte: Adaptação de WILLIAMS, 1994.
A ação sobre os elementos ou sua interação entre eles pode variar
amplamente. A Figura 2.8 mostra esquematicamente os diferentes tipos de ação
sobre a superfície de um corpo sólido. De acordo com a mobilidade, pode-se
distinguir entre deslizamento, rolamento, oscilamento, impacto e fluência. O
processo de desgaste pode classificar-se como desgaste por deslizamento,
desgaste por rolamento, desgaste por oscilação, desgaste por impacto e desgaste
erosivo; dependendo da cinemática do sistema. Outras descrições do processo de
desgaste inclui o estado físico do contra-corpo, ou seja, sólido ou líquido, ou o
ângulo de ação. Referente ao elemento interfacial, o processo de desgaste são
chamados secos ou lubrificados (rolamento lubrificado, desgaste a dois e três
corpos).
42
Figura 2.8. Classificação dos processos de desgaste
Fonte: Adaptação de ZUM GAHR, 1987.
2.6.2. Definição e classificação de desgaste abrasivo.
O desgaste abrasivo é definido como o deslocamento de material causado pela
presença de partículas duras. Estas partículas podem estar entre as superfícies ou
incorporadas a uma ou ambas superfícies em movimento como foi apresentado
por Peterson e Winer (1980 apud ZUM GAHR, 1987). Uma partícula dura pode ser
o produto do processamento, (exemplo, sílica, alumina ou outros minérios), ou um
fragmento de desgaste endurecido por deformação plástica (encruamento) ou
ainda surgir da presença acidental de uma partícula dura como um contaminante
externo ao tribossistema. Protuberâncias como asperezas sobre superfícies
normalmente usinadas podem também atuar como “partículas duras” se a
superfície é muito mais dura que o contra-corpo (ZUM GAHR, 1987).
Uma outra definição importante é apresentada pela ASTM G40-01 (ASTM,
2001) a qual apresenta o desgaste abrasivo como sendo “a perda de massa
resultante da interação entre partículas ou asperezas duras que são forçadas
contra uma superfície, ao longo da qual se movem”.
Outros autores tem definido o desgaste abrasivo como a perda de matéria
devido ao movimento relativo de duas superfícies e decorrente da ação de;
asperezas duras em uma das superfícies; partículas abrasivas livres entre as duas
superfícies; partículas abrasivas engastadas em uma das superfícies (OECD,
43
1969 apud MARTINS, 2008). Protuberâncias formadas no processo de usinagem
podem atuar como partículas abrasivas desde que o material da superfície
usinada possua maior dureza que o da superfície antagonista (ZUM GAHR, 1987
apud MARTINS, 2008).
A Figura 2.9 apresenta tribossistemas nos quais o desgaste abrasivo é
predominante. Calhas, sistemas hidráulicos com sujeiras, extrusoras, trituradores
de rochas, moldes usados em metalurgia do pó e guias deslizantes são
componentes mecânicos que podem sofrer desgaste devido à abrasão.
Figura 2.9. Tribossitemas onde o desgaste abrasivo é predominante
Fonte: ZUM GAHR, 1987.
2.6.3.
Classificação do contato dos corpos no desgaste abrasivo
O contato entre abrasivo e corpo é classificado tradicionalmente em dois tipos:
abrasão a dois corpos e a três corpos. Na situação onde a velocidade em que o
abrasivo atinge a superfície desgastada é uma variável importante o desgaste é
classificado como abrasão por erosão como foi descrito por Misra e Finnie (1980
apud PINTAÚDE, 2005). A interpretação usual define a abrasão a dois corpos
como o sistema no qual as partículas ou as asperezas estão rigidamente fixas no
segundo corpo, fazendo com que penetrem e causem riscos no primeiro corpo.
Por sua vez, a abrasão a três corpos é o sistema no qual os abrasivos estão livres
para movimento de rolamento.
44
A definição geral do desgaste abrasivo a três corpos diz que é o tipo de
desgaste, onde as partículas abrasivas estão livres, o que permite o rolamento
destas entre os corpos que, consequentemente, permanecem apenas parte do
tempo atuando no riscamento da superfície (DE MELLO, 1999). A diferença entre
os diferentes tipos de desgaste abrasivo segundo esta definição está representada
esquematicamente na Figura 2.10.
(a)
(b)
Figura 2.10. Representação esquemática do desgaste abrasivo, a) dos corpos
e b) três corpos.
Fonte: DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004
GATES (1998) discute dois exemplos de conflitos existentes com o uso da
classificação dois ou três corpos. O ensaio da roda-de-borracha (ASTM G65-04),
que é usualmente classificado como um sistema a três corpos pode adquirir a
configuração de dois corpos, devido à possibilidade dos abrasivos ficarem
incrustados na borracha, após penetrarem na interfase entre o corpo-de-prova e a
roda. Outro caso que mostra a problemática de tal classificação refere-se a
abrasivos livres, como em uma calha transportadora de minérios. Este sistema
pode ser classificado como abrasão a dois corpos (calha e minérios), entretanto,
os abrasivos estão livres para rolar, o que é característico de um sistema a três
corpos, segundo a classificação usual.
Apesar da discussão apresentada por GATES (1998), a divisão do desgaste
abrasivo em dois e três corpos é bastante intuitiva e pode ajudar a compreender
os fenômenos que ocorrem no contato.
Ensaios de desgaste abrasivo a dois corpos produzem taxas de desgaste de
pelo menos uma ordem de grandeza maiores que a abrasão a três corpos, quando
estão sob condições comparáveis (RABINOWICZ; DUNN e RUSSELL, 1961;
RABINOWICZ e MUTIS; 1965; RABINOWICZ, 1995 apud MARTINS, 2008). A
Figura 2.11 mostra um exemplo da influência do tipo de desgaste (2 ou 3 corpos)
na taxa de desgaste.
45
Figura 2.11. Variação das taxas de desgaste (mm3/m x 10-2) de aço AISI 1020
em função da força aplicada e da configuração do sistema. Abrasivo: SiC 250μm.
Fonte: MISRA e FINNIE, 1980 apud PINTAÚDE, 2005
2.6.4.
Mecanismos do desgaste abrasivo
2.6.4.1. Controlados por o movimento da partícula
Dependendo das características do material do contra-corpo utilizado ensaios a
três corpos, como a dureza e a tenacidade, as partículas abrasivas podem
engastar na superfície deste, ocasionando apenas riscamento, ou rolarem,
ocorrendo apenas indentações.
Rutherford (1996) e Hutchings (1997) mostraram que no desgaste abrasivo a
três corpos ocorre uma rotação de partículas atuantes, resultando em indentações
espalhadas sobre a superfície de desgaste. Riscos/sulcos são associados ao
encrustamento das partículas no contra-corpo, que deslizam sobre a amostra.
Em um trabalho sequente, Trezona; Allsopp e Hutchings, (1999) propõem uma
nova classificação para o desgaste abrasivo em função dinâmica de partícula
atuante. O processo de desgaste abrasivo no qual as partículas são fixadas no
contra-corpo e deslizam sobre a amostra é descrito como “desgaste abrasivo por
sulcamento” (“grooving abrasive wear”), e o processo em que é possível o
rolamento das partículas entre as superfícies é descrito como “desgaste abrasivo
por rolamento” (“rolling abrasive wear”). O desgaste abrasivo por sulcamento é o
processo no qual a mesma região da partícula abrasiva, ou aspereza, permanece
em contato com a superfície desgastada ao longo do processo. Neste tipo de
desgaste as superfícies são caracterizadas por sulcos paralelos á direção de
deslizamento da partícula.
46
Em contraste, o desgaste abrasivo por rolamento é o processo caracterizado
pelo fato de que a região da partícula abrasiva em contato com a superfície de
desgaste é continuamente mudada. As superfícies de desgaste produzidas por
esse processo são caracterizadas por serem altamente deformadas, com a
presença de indentações múltiplas, e com pouca ou nenhuma direcionalidade.
Os efeitos do tamanho das partículas abrasivas sobre a resistência ao desgaste
têm sido extensamente referenciados na bibliografia, mas ainda continua sem ser
explicada a relação entre o tamanho da partícula e a taxa de desgaste.
Fang et al. (1993, apud DE MELLO 1999) destacam a importância da
morfologia do abrasivo na determinação do mecanismo de desgaste em sistemas
lubrificados. Estes autores idealizaram um sistema capaz de registrar o
comportamento de uma única partícula quando inserida entre duas superfícies que
possuem movimento relativo. O equipamento utilizado por estes autores permite a
observação direta de todo o processo de abrasão em uma vista lateral, onde o
movimento da partícula seria arquivado através de sucessivas fotografias, como
mostra a Figura 2.12. Estes autores concluíram que as partículas com um formato
mais próximo à esfera possuem a tendência de engastar em uma das superfícies
e deslizar sobre a outra, enquanto que partículas com um formato que apresente
picos tendem a rolar indentando as superfícies.
(a)
(b)
Figura 2.12. Fotografias sucessivas mostrando a interferência da forma da
partícula sobre o movimento da mesma: a) formato esférico leva ao deslizamento
da superfície, b) formato anguloso tendendo ao rolamento da partícula.
Fonte: FANG et al., 1993 apud DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004.
Inicialmente o caso considerado por Williams e Hyncica (1992, apud DE MELLO
1999) usaram um modelo simples para demonstrar o efeito da distância entre as
superfícies, características do abrasivo (geometria) sobre o mecanismo de
47
desgaste predominante. Neste modelo, a partícula abrasiva é representada por
um prisma longo, de seção transversal angular onde D é a maior diagonal, o
ângulo β deve estar entre 45° e 90° e h é a distância de separação das
superfícies. As superfícies são planas, lisas, possuem a mesma dureza e são
animadas de movimento relativo. A Figura 2.13 representa o modelo proposto por
esses autores.
Figura 2.13. Partícula abrasiva proposta por Williams e Hyncica.
Fonte: WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004
Para uma razão D/h<1, ou seja, distância entre as superfícies é maior que o
tamanho da partícula, estas passam através da interface produzindo somente
alguns impactos ocasionais. Se o tamanho da partícula aumenta (D/h>1) é
provável que esta se prenda, indentando as superfícies. A Figura 2.14 mostra as
duas situações.
Figura 2.14. Deslizamento do abrasivo quando a relação D/h>1.
Fonte: WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004
O tamanho crítico da partícula pode ser correlacionado com o ângulo β, pela
relação (Equação 2.1).
D
  = sec β
 h 1
(2.1)
Equação 2.1
A diminuição da distancia entre os corpos, ou aumento do tamanho da partícula
abrasiva, leva ao aumento do valor da razão D/h. a Figura 2.15 ilustra o
48
comportamento no caso da razão D/h maior do que (D/h)1 (WILLIAMS e
HYNCICA, 1992 apud MARTINS, 2008).
Figura 2.15. A-d. Quando D/h>(D/h)1 a partícula rotaciona até uma posição de
equilíbrio; e. Situação similar quando a dureza das superfícies é diferente; f.
partícula alojada na superfície mole.
Fonte: WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud MARTINS, 2008
O ângulo de ataque pequeno favorece o microsulcamento, porém se este
ângulo aumenta a partir de um determinado valor critico o mecanismo
predominante passa do microsulcamento para o microcorte. O aumento da razão
D/h aumenta também o ângulo de ataque efetivo da partícula. Pode-se então
antecipar duas consequências na mudança do mecanismo de desgaste:
Rolamento
Microsulcamento
Microcorte
Dwyer-Joyce (1994) e Williams (1992) (apud VERSPUI e DE WITH, 1995)
mostraram que além do efeito da morfologia da partícula para uma distância
determinada entre o corpo e o contra-corpo e um tamanho de partículas algumas
delas poderão ter o movimento de rolamento e outras de deslizamento. Os autores
discutem que o rolamento acontece quando a razão entre o tamanho das
partículas e a distância entre os corpos é menor do que 2.
Verspui e De With, (1997), concluíram que a distância entre corpo e contracorpo diminui com o tempo, provocando uma elevação na carga aplicada. Este
49
fenômeno está associado aos seguintes fatores: Altas cargas conduzem a uma
elevação da carga aplicada por partícula atuante, o que acarreta a fratura das
partículas durante o processo de abrasão, o que consequentemente diminui o
tamanho médio das partículas.
2.6.4.2. Mecanismos controlados por deformação plástica.
HUTCHINGS (1992) apud PINTAÚDE (2002) distingue os mecanismos de
desgaste abrasivo em dois tipos: os que são controlados por deformação plástica
e aqueles controlados por fratura frágil.
O microcorte é o mecanismo mais efetivo para a remoção de material, em um
processo abrasivo controlado por deformação plástica. Neste mecanismo, o
abrasivo, atua como ferramenta de corte, e o material removido se apresenta na
forma de cavacos como mostra a Figura 2.16.
Figura 2.16. Microscopia mostrando formação de cavaco (A) de aço doce (B)
pela ação de um grão abrasivo (C)
Fonte: KAYABA, 1984 apud PINTAUDE, 2002.
No microsulcamento, o material é deslocado para baixo das partículas e as
laterais do sulco, e pouco ou nada é diretamente removido. A transição de
microsulcamento para microcorte ocorre em um ângulo de ataque crítico. A Figura
2.17 ilustra a presença deste regime de deformação para o caso de um penetrador
esférico rígido deslizando sobre um material plástico rígido.
50
Figura 2.17. Variação dos micromecanismos de abrasão controlados por
deformação plástica.
Fonte: Adaptado de HOKKIRIGAWA, 1988.
A profundidade de penetração das esferas determina o ângulo de ataque
efetivo, o qual também é apresentado na Figura 2.18. Ainda que no modelo
plástico rígido-ideal θc (ângulo efetivo de ataque da partícula na superfície)
depende unicamente da f (relação entre a tensão de cisalhamento na interface e
tensão de escoamento por cisalhamento), para um material real este depende
também da taxa de encruamento e de suas propriedades elásticas:
especificamente, na relação E/H entre o módulo de Young e a dureza superficial.
O ângulo de ataque normalmente entre 30º e 90º para a maioria dos metais, um
elevado valor de E/H leva a um alto valor de θc.
Figura 2.18. Distribuição de frequência do ângulo de ataque de partículas
abrasivas e uma superfície.
Fonte: MULHEARN e SAMUELS, 1962 apud HUTCHINGS, 1992.
51
Segundo Hokkirigawa (1988) o valor usualmente encontrado para f em aços
sob contato não-lubrificados é de 0.7. Neste caso quando DP é maior que um valor
crítico DP** de 0,23 o microcorte é o mecanismo predominante. Por outro lado, nos
casos em que DP é menor que DP** de 0,17 o predomínio passa a ser do
microsulcamento, verificando-se apenas o deslocamento de material do sulco
formado por bordas laterais, não implicando perda de massa, como mostra a
Figura 2.19.
Figura 2.19. Micrografia em MEV, mostrando o mecanismo de microsulcamento
causado por um penetrador de aço ferramenta em aço inoxidável.
Fonte: KAYABA et al. 1986 apud PINTAÚDE, 2002.
Uma sucessão de interações sob ação de mecanismo de microsulcamento
pode resultar em perda de massa como consequência de um processo de fadiga
de baixo ciclo, ou seja, um acúmulo sucessivo de danos no material, até que seja
atingida uma deformação plástica suficiente para a geração de cavacos. Há
evidências de que a característica das superfícies neste caso possui similaridade
à observada no desgaste por delaminação, que ocorre por uma combinação de
efeitos de fadiga subsuperficial, nucleação e propagação de trincas (MURRAY;
MUTTON e WATSON, 1982 e LARSEN-BASSE, 1983 apud PINTAÚDE, 2002).
A Figura 2.20 mostra a variação dos mecanismos de desgaste observados por
Trezona et al. (1999 apud PINTAÚDE, 2002) em aço ferramenta temperado e
revenido (780 + 10 HV), após ensaio de micro-abrasão.
52
(a)
(b)
Figura 2.20. Micrografias em microscopia eletrônica de varredura, mostrando
mecanismos de abrasão em aço ferramenta (780 + 10 HV) em ensaio de microabrasão com 0,25N. (a) Microcorte, ensaio com diamante 3 μm em concentração
de 0,003 g/cm3 e (b) Microimpressões, ensaio com SiC 4 μm em concentração de
1,0 g/cm3.
Fonte: TREZONA et al., 1999 apud PINTAÚDE, 2002.
A Figura 2.20 mostra dois mecanismos de desgaste bastante diferentes: no
primeiro caso observa-se microcorte, e no outro, microimpressões. Segundo
Trezona et al. (1999 apud PINTAÚDE, 2002), as variáveis que explicam a
ocorrência da transição entre estes mecanismos são a concentração do abrasivo
(g/cm3) e a força aplicada (N). Embora nos casos da Figura 2.20 a força tenha
sido a mesma em ambas situações. O microcorte passou a ser predominante nos
casos de incrustação dos abrasivos na superfície do contra-corpo (bola de aço), o
que foi verificado nos ensaios com altas forças e baixas concentrações de
abrasivo na lama.
O estudo realizado também permitiu estabelecer que existe uma mudança de
mecanismos de desgaste depende do incremento do nível de penetração e
estabelecendo dos parâmetros como níveis críticos DP* e DP** correspondentes à
transição de microsulcamento a formação de proa e desse ultimo a microcorte o
mecanismo de desgaste pode ser diferenciado da seguinte maneira:



DP < DP*: Sulcamento;
DP* < DP <DP**: Formação de proa;
DP** < DP: Microcorte;
Na Figura 2.21 se apresenta os diferentes tipos de desgaste observados na
Microscopia Eletrônica de Varredura a diferentes níveis de penetração de um aço
para rolamentos (SUJ-2) com um penetrador de diamante.
53
Figura 2.21. Tipos de desgaste observados com Microscopia Eletrônica de
Varredura de um aço para rolamentos (SUJ-2). a) Sulcamento, b) Formação de
proa e c) Microcorte
Fonte: HOKKIRIGAWA e KATO, 1988
Pode-se resumir, da análise da literatura sobre mecanismos de desgaste
controlados por deformação plástica que, a associação entre micromecanismos e
suas taxas de desgaste, conforme varia a razão Ha/H (dureza do abrasivo e a
dureza do material desgastado), foi apresentada por Larsen-Basse (1983 apud
PINTAÚDE 2002). Segundo o pesquisador, os mecanismos associados à fadiga
de baixo ciclo, como microimpressões, estão relacionadas com uma baixa razão
Ha/H, caracterizando o regime de desgaste moderado, enquanto que o microcorte
pode ser associado com o regime severo e com altas razões Ha/H. Usualmente a
literatura utiliza a razão Ha/H para a previsão dos regimes de desgaste apenas
para as situações nas quais são verificados mecanismos controlados por
deformação plástica.
Zum Gahr (1897 apud PINTAÚDE, 2002) definiu como um abrasivo “duro”
aquele que possui a dureza 20% maior do que a dureza da superfície desgastada
ou 50% maior do que a dureza prévia ao processo de desgaste.
54
Na Figura 2.22 se observa a relação esquemática entre taxa de desgaste e a
razão entre dureza do abrasivo e a dureza do material desgastado.
Figura 2.22. Relação esquemática entre a perda de volume e razão de dureza
do abrasivo (Ha) e dureza do material desgastado (H). K1: ponto que delimita o
início da região de transição. K2: ponto que delimita o final da região de transição.
Fonte: KRUSCHOV, 1957 apud PINTAÚDE, 2002
Na Figura 2.22 K1 e K2 são os valores que definem a região de transição dos
regimes moderado e severo. Segundo Kruschov (1957 apud PINTAÚDE, 2002),
estes valores são de 0,7 a 1,1 para K1 e 1,3 a 1,7 para K2, sendo que esta faixa K2
compreende o valor encontrado por Tabor (1956 apud PINTAÚDE, 2002) de 1,6
para os minerais constituintes na escala de Mohs de microdureza. Larsen-Basse
mostrou que a dureza determinada após o processo de abrasão apresenta melhor
relação com a resistência ao desgaste do que a dureza inicial. Considerando
medidas de dureza da superfície encruada, Hmax, Richardson (1968 apud
PINTAÚDE 2002) apresentou valores de razão Ha/Hmax para definir a região de
transição: 0,8 para o início e 1,2 para o final. Este pesquisador propôs que,
quando a dureza da superfície desgastada atingisse valores semelhantes à dureza
do abrasivo, ocorre uma redução do poder de corte das arestas do abrasivo. A
proposição de Richardson é corroborada pelos resultados da Tabela 2.7, que
mostra o nível de fragmentação dos abrasivos, determinado por Bozzi e De Mello
(1999), após os ensaios de desgaste de revestimentos WC-12%Co depositados
por aspersão térmica.
55
Tabela 2.7. Variação do tamanho médio dos grãos dos abrasivos após ensaios
de desgaste a três corpos de revestimentos WC-12%Co.
Tempo para o regime Tamanho médio Tamanho médio
Variação (%)
Abrasivo
permanente (minutos)
inicial (µm)
após ensaio (µm)
SiO2
330
190 + 60
120 + 40
36,8
Al2O3
26
260 + 50
220 + 60
15,4
SiC
5
250 + 40
240 + 40
4,0
Fonte: BOZZI; DE MELLO, 1999 apud PINTAÚDE, 2002.
A Tabela 2.7 mostra que, além do nível de fragmentação ter sido maior nos
ensaios da Sílica, o tempo necessário dos ensaios para que fosse atingido o
regime permanente de desgaste foi maior, o que evidencia a dificuldade deste
abrasivo em promover alterações na superfície desgastada do revestimento WC12%Co (PINTAÚDE, 2002).
Além da fragmentação dos abrasivos, um outro efeito relatado pela literatura,
decorrente a interação entre corpos em abrasão, é a queda nos valores de
resistência mecânica dos materiais abrasivos. EVANS e BUDD (1994 apud
PINTAÚDE 2002) propuseram um modelo no qual a resistência mecânica do vidro
após desgaste é inversamente proporcional à raiz quadrada da dureza do material
metálico que está em contato com vidro.
Existem modelos matemáticos que estudam a relação entre o desgaste
abrasivo e a dureza, a maioria deles apresentam como ponto de partida a
equação de Archard (PINTAUDE, 2002), originalmente desenvolvida para o
desgaste por deslizamento.
W =K
L
H
Equação 2.2
Na qual,
W é a taxa de desgaste, perda volumétrica por distância percorrida [mm3/m]
L é a carga aplicada [N] e;
K é o coeficiente de desgaste.
A Equação 2.2 consolidou a ideia intuitiva de que a resistência ao desgaste
abrasivo é dependente da dureza. Este critério, embora tenha limitações desde o
ponto de vista teórico, é extremadamente útil no sentido prático, pois uma grande
maioria das aplicações que envolvam abrasão é possível descartar um grande
conjunto de materiais em função da dureza, mesmo que esta seja determinada de
forma macroscópica (LARSEN-BASSE, 1983 apud PINTAÚDE, 2002).
56
Kruschov (1957 apud PINTAÚDE, 2002) verificou em um modelo elasto-plástico
que para aços tratados termicamente a resistência ao desgaste não pode ser
descrita por uma relação do tipo W -1 = K.H. Os resultados mostraram que a
resistência ao desgaste abrasivo dos aços tratados termicamente é menor do que
um metal puro com dureza semelhante.
Na Figura 2.23 apresenta a resistência ao desgaste abrasivo para diferentes
ligas e metais puros (Zum Gahr, 1987). Uma elevação na dureza resulta em um
incremento na resistência ao desgaste abrasivo para os metais puros. Porém, o
mesmo comportamento não é observado para outras ligas, em especial para as
ligas de alumínio, as quais são foco desta dissertação.
Figura 2.23. Resistência ao desgaste abrasivo de ligas endurecidas e metais
puros em um ensaio pino-contra-disco
Fonte: adaptado de ZUM GAHR, 1987
57
2.7. Ensaio de desgaste abrasivo ASTM G-65-04
O ensaio padronizado pela norma ASTM G-65-04 é utilizado para se determinar
o comportamento tribológico de materiais metálicos usando partículas abrasivas
duras, utilizou-se um tribômetro tipo roda de borracha. Este equipamento é
comumente chamado de “abrasômetro tipo roda de borracha” é um dos
dispositivos mais antigos para avaliação de desgaste abrasivo em laboratório e foi
responsável pela maioria dos dados de desgaste disponíveis na literatura é a
década de 70 Borik (1972 apud VILLABÓN, 2006). Este equipamento foi
apresentado pela primeira vez por Haworth, (1948 apud VILLABÓN, 2006) e
consiste basicamente em um disco recoberto por uma camada de borracha que
gira em contato com a superfície do corpo-de-prova, com abrasivo na interface.
Este equipamento permite realizar ensaios a seco ou lubrificado, com alta
confiabilidade de resultados, sendo empregado tradicionalmente na indústria de
mineração. Uma limitação destes equipamentos é a impossibilidade de se medir a
força de atrito durante o ensaio, o que dificulta a estimativa da energia gasta no
processo de desgaste (VILLABÓN e SINATORA, 2006). A Figura 2.24 apresenta
um desenho esquemático deste ensaio.
Figura 2.24. Esquematização do princípio de funcionamento do ensaio rodade-borracha (ASTM G65-04).
As variáveis que afetam o desgaste abrasivo neste abrasômetro compreendem
todas as possíveis variáveis de entrada de um sistema tribologico dos quais podese citar: a força normal aplicada nos corpos, velocidade relativa entre o abrasivo e
o corpo no qual se analisa o desgaste, o meio ambiente (especialmente em
ensaios á elevada temperatura), a dureza e natureza da borracha. Outras
variáveis, como geometria, tamanho, tipo e dureza do material e do abrasivo
também são muito importantes.
58
Neste ensaio o corpo de prova é pressionado contra a roda de borracha que
está girando, por meio de um braço de alavanca com peso especificado, enquanto
que o fluxo de partículas abrasivas a superfície do corpo de prova é determinado
pelo bocal e pelo tamanho das partículas. A Tabela 2.8 apresenta os parâmetros
usados para o ensaio segundo a norma ASTM G-65-04 para diversos tipos de
procedimentos.
Tabela 2.8. Parâmetros para medição da abrasão mediante o uso do abrasômetro,
norma ASTM G65-04 (Roda de borracha).
Procedimento
Força
Rotação
Distância
especifico
aplicada (lb)
(rpm)
percorrida (m)
A
130 (30)
6000
4309
B
130 (30)
2000
1436
C
130 (30)
100
71,8
D
15 (10,1)
6000
4309
E
130 (30)
1000
718
É muito comum a implementação de modificações especificas na norma ASTM
G65-04 dependendo das condições de trabalho e dos mecanismos de desgaste
que se deseja estudar. Estas modificações estão relacionadas com o tipo de
material abrasivo, tipos de amostras (corpo e contra-corpo) além de parâmetros de
ensaio (velocidade e carga). As modificações mais comuns se apresentam no tipo
de material abrasivo e seu tamanho.
Hutchings (1995) modificou o sistema de alimentação de partículas abrasivas
do ensaio para garantir a formação de uma camada de material abrasivo na
superfície do corpo-de-prova e obter o desgaste de maneira mais homogênea. Já
Nahvi (2006) propôs modificações que consistem em variações no tamanho e na
natureza das partículas abrasivas.
A Tabela 2.9 apresenta vários tipos de modificações realizadas por diversos
pesquisadores que podem ser feitas no ensaio tipo roda de borracha com o intuito
de estudar certa característica de um dado sistema tribológico.
59
Tabela 2.9. Parâmetros de ensaios tipo roda-de-borracha, diferentes daqueles
propostos pela norma ASTM G65-04.
Modificações
Autores
Velocidade
Tempo
(minutos)
M. H. Cho
(2006)
-
-
S. M. Nahvi
(2009)
2,32
0,5 - 5
B. Surescha
(2008)
-
S. J. Bull
(2000)
1,12
Abrasivos
Tamanho
(µm)
2,5
Fluxo (g/m)
80
Carga (N)
Tuff,
Bentonita e
Traventina
Cinza
Silica
-
6
45
180 – 250
300 – 600
1,09
2,37
-
98,1
19,6
127,5
2,8
-
-
-
22 - 32
30
Nylon® com
fibra de
vidro
300
0,84
24,7
-
Um parâmetro de extrema importância nos ensaios adaptados da norma ASTM
G65-04 é o tempo de ensaio ou distância percorrida. Este parâmetro está
diretamente ligado á definição dos períodos de amaciamento (running-in) e de
estado estacionário (steady-state).
O período de steady-state é caracterizado por uma estabilização de diversos
fatores, tais como: o coeficiente de atrito, a temperatura na região do contato e,
principalmente, a taxa de desgaste. A Figura 2.25 mostra um exemplo de curva de
desgaste onde está muito claro as duas regiões: Running-in (I) e Steady-state (II).
Figura 2.25. O desgaste como função do tempo do ensaio ou da distancia
percorrida evidenciando várias zonas, Running-in (I) e Steady-state (II).
Fonte: ZUM GAHR, 1987
60
3. Materiais e Métodos
O capítulo de Materiais e Métodos será dividido nas seguintes seções:
 Materiais
• Partículas abrasivas
• Corpos-de-prova
 Métodos
• Ensaio tribológico
• Caracterização dos corpos-de-prova
3.1. Materiais
Os materiais utilizados nesta dissertação de mestrado podem ser divididos nos
seguintes grupos:

Partículas Abrasivas
• Esferas de Vidro
• Vidro Moído
Observação: O abrasivo de vidro moído consiste basicamente no mesmo
material das esferas, porém com muito mais angularidade que as esferas.

Materiais dos corpos-de-prova
• Aço AISI P20
• Aço AISI 1045
• Ligas de Alumínio da família 7XXX (condição de fornecimento)
o Alumold® 500 (referência comercial)
o Alcast® (referência comercial)
Tanto as esferas quanto o vidro moído foram fornecidos pela empresa JATEX
Abrasivos Ltda, Já os materiais para a confecção dos corpos-de-prova P20,
Alumold® e Alcast® foram doados pela empresa Schmolz-Bickembach. O aço AISI
1045 foi adquirido no comércio local de Curitiba.
3.1.1. Partículas Abrasivas
3.1.1.1.
Microesferas de vidro
Com o objetivo de ter uma granulometria comparativamente similar à utilizada
no ensaio de roda de borracha com sílica padrão 100, o tipo escolhido das esferas
apresenta as seguintes especificações.
61




Tipo: AD (ver a Tabela 2.22);
Peneira ASTM: 70 – 140;
Tamanho de abertura: 212 – 106 µm;
Esfericidade (% mínimo): 80;
3.1.1.2.
Vidro Moído
O vidro moído utilizado foi fornecido em estado moído com uma faixa
granulométrica entre os 75 – 450 micronmetros. Para a realização dos ensaios de
desgaste foi realizada uma etapa de peneiramento, usando unicamente o material
que ficasse entre as malhas ASTM 50 e ASTM 100, garantindo assim um tamanho
de partícula na faixa de 150 a 300 micronmetros.
3.1.2. Materiais Metálicos
Todos os corpos-de-prova metálicos foram confeccionados no laboratório da
Minifábrica de Máquinas Convencionais do Departamento Acadêmico de
Mecânica (DAMEC) da UTFPR nas dimensões de 12,7 mm de altura, 25,4 mm de
largura e 76,2 mm de comprimento. A Figura 3.1 apresenta o formato final dos
corpos-de-prova metálicos.
Figura 3.1. Fotografia de um corpo de prova.
3.1.2.1.
Aços para corpos-de-prova
Os materiais utilizados doados pela empresa Schmolz+Bickenbach não foram
submetidos a tratamentos térmicos ou de superfície neste trabalho.
O aço AISI P20 é de uso geral para a fabricação de moldes. Utilizado para a
usinagem e eletro-erosão de moldes para injeção de plástico e ferramentas pra
fundição a pressão de zinco (Zn). As Tabelas 3.1 e 3.2 apresentam as
propriedades gerais do aço AISI P20 e do AISI 1045.
62
Tabela 3.1. Propriedades gerais do aço AISI P20
Módulo de elasticidade
(GPa)
207
Condutividade térmica
(W/mK)
42
Dureza Brinell
HB
293*
Fonte: Aços México (2008)
*Dureza similar à utilizada nos ensaios
Tabela 3.2. Propriedades mecânicas do aço AISI 1045.
Resistência à tração
Limite de escoamento
Dureza Brinell
(MPa)
(MPa)
HB
630
530
179*
Fonte: Aços México (2008)
*Dureza similar à utilizada nos ensaios
3.1.2.2.
Alumínio para corpos de prova
500
(Al-Zn)
desenvolvida
pela
A
liga
comercial
ALUMOLD®
Schmolz+Bickenbach pertence à família 7XXX e apresenta as seguintes
propriedades (Tabela 3.3):
Tabela 3.3. Algumas propriedades do alumínio Alumold® 500.
Propriedades mecânicas
Limite de
Limite de
Modulo de
Alongamento
escoamento
resistência
elasticidade
Dureza Brinell
(%)
0,2%(MPa)
(MPa)
(Tração)
470 - 540
510 - 590
72000 MPa
1,5 – 10
180
Propriedades físicas
Condutividade térmica (W/mK)
Temperatura de fusão (°C)
153
475 - 630
Fonte: Schmolz + Bickenbach, 2010.
O ALCAST® é uma liga de alumínio (Al-Zn) de alta resistência, fundida,
desenvolvida especialmente para a aplicação em moldes plásticos que atuam sob
média ou baixa pressão, com estrutura granular fina e uniforme. Na Tabela 3.4 se
observa algumas das propriedades mecânica e físicas do Alcast®.
63
Tabela 3.4. Propriedades mecânicas e físicas do alumínio Alcast®.
Propriedades mecânicas
Limite de
Limite de
Modulo de
Alongamento
escoamento
resistência
elasticidade
Dureza Brinell
(%)
0,2%(MPa)
(MPa)
(Tração)
280
310
72000 MPa
1,5
135
Propriedades físicas
Condutividade térmica (W/mK)
Coeficiente de expansão linear (C-1)
150
24 x 105
Fonte: Schmolz-Bickenbach, 2010.
3.2. Caracterização dos abrasivos e dos corpos-de-prova
3.2.1.
Tamanho das partículas abrasivas
A determinação da distribuição de tamanho das partículas abrasivas foi
realizada no Instituto de Tecnologia para o Desenvolvimento-LACTEC do
Departamento de Engenharia de Materiais da Universidade Estadual de Ponta
Grossa (UEPG), utilizando um granulômetro marca GRANULOMETER CILAS 920.
O equipamento é basicamente composto de: um reservatório acoplado a um
sistema de ultra-som, lentes colimadoras, um canhão gerador de ondas de raios-X
e lentes receptoras de imagens. O princípio da técnica utiliza um feixe de luz
colimado que ao incidir sobre as partículas dispersas em meio líquido, produz
fenômenos de dispersão. Através de teorias de difração de Fraunhover e métodos
matemáticos, consegue-se estimar o tamanho da partícula.
Previamente a realização do ensaio, o equipamento foi calibrado com uma
amostra padrão de Al2O3 com a distribuição de partículas já conhecida. A seguir, o
reservatório e a tubulação onde o material percorre é lavado. Em continuação, o
material a ser analisado é colocado no reservatório e mantido em ultra-som
durante três minutos para dispersão das partículas.
Basicamente foram realizadas duas etapas de caracterização da distribuição de
tamanho das partículas. A 1ª Etapa consistiu da medição do tamanho das
partículas após os procedimentos de peneiramento. Na 2ª Etapa foram feitas
medições do tamanho das partículas após a passagem pelo contato borrachametal (borracha-aço e borracha-alumínio). Este procedimento visa verificar se
ocorre quebra significativa nas partículas após o processo de desgaste.
64
3.2.2.
Composição Química
O resultado da análise da composição química para o aço AISI 1045 foi obtido
por espectrofotometria de absorção atômica realizada no laboratório Spectroscan
Tecnologia de Materiais Ltda em Curitiba e para os restantes materiais o
fornecedor apresentou a ficha técnica dos materiais com a corrida da análise
química (Anexo A), como é mostrado nas Tabelas 3.5 e 3.6.
Tabela 3.5. Composição química dos aços AISI 1045 e P20.
Liga
C
Mn
Si
Ni
Cr
Mo
Cu
AISI 1045
0,45
0,70
0,24
0,09
0,06
0,12
0,04
AISI P20
0,35
0,81
0,41
0,50
1,90
0,53
0,22
Fonte: Schmolz-Bickenbach, 2010
*análise realizada pela empresa Spectroscan Ltda.
Tabela 3.6. Composição química das ligas de alumínio da família 7xxx com
referências comercial ALUMOLD® 500 (conformado) e ALCAST® (fundido).
Liga
Alumold
500
Mn
Si
Ni
Cr
Cu
Mg
Zn
Zr
0,02
0,06
0,01
0,04
1,6
2,3
5,9
0,10
0,02
0,60
-
-
0,16
2,6
4,5
0,01
®
Alcast®
Fonte: Schmolz + Bickenbach, 2010.
3.2.3.
Análise Metalográfica
Para as ligas metálicas utilizadas a caracterização das microestruturas foi
realizada com o auxílio de técnicas de microscopia ótica qualitativa. A preparação
metalográfica das amostras constituiu-se basicamente de uma etapa de lixamento
e outra de polimento mecânico em feltros com pasta de diamante para as ligas de
alumínio e alumina para as ligas de aço.
As observações metalográfica foram realizadas utilizando-se microscópio
Olympus BX51M, localizado no laboratório de Metalografia e Microscopia do
Departamento Acadêmico de Mecânica (DAMEC-UTFPR) e com a ajuda do
programa Image Pro Plus. Os reagentes químicos utilizados para revelar as
microestruturas presentes foi o Keller (190 ml H2O + 3 ml HCl 37% + 2 ml HF + 5
ml HNO3 por 20 segundos) para as ligas de Alumínio e Nital ao 2% para as ligas
de aço.
65
3.2.4.
Microdureza Vickers
A determinação da microdureza VICKERS foi realizada no Laboratório de
Metalografia do DAMEC-UTFPR usando o equipamento Micro Hardness Test HNV
Shimadzu e foi divida em três partes:

Determinação da microdureza das partículas abrasivas na qual foi utilizada
1.961N como carga para o ensaio HV0,2.

Para a microdureza nos corpos-de-prova metálicos foi utilizada uma força
de 9,807N no ensaio HV1.

Determinação da microdureza após ensaio seguindo os mesmos
parâmetros de medição da microdureza inicial (HV1 com 9,807 N de carga).
Para as ligas de aço a determinação da microdureza foi feita na superfície
desgastada e pela dificuldade da observação das impressões do
penetrador VICKERS as ligas de alumínio foram analisadas na sessão
transversal da zona desgastada como é apresentado na Figura 3.2.
(b)
(a)
(c)
Figura 3.2. Representação esquemática do ensaio de microdureza vickers nas
ligas de após ensaio de 15 minutos, a) peça desgastada, b) análise para as ligas
de aço, c) sessão transversal para análise das ligas de alumínio.
66
3.2.5.
Rugosidade dos corpos-de-prova
Para a caracterização da superfície dos corpos-de-prova, foi utilizado um
rugosímetro com apalpador mecânico, modelo Surtronic 25 da empresa Taylor
Hobson, do LASC-UTFPR. Foram utilizados os seguintes parâmetros de medição:



Comprimento de medição (Lm) = 4 mm
Comprimento de corte (Lc) = 0,8 mm
Filtro: Filtro de forma e de ondulação do tipo Gaussian Filtrer com tamanho
de filtro de 0,8 mm.
3.3. Ensaio de desgaste abrasivo (determinação da taxa de desgaste)
O ensaio abrasivo utilizando a roda-de-borracha foi orientado na determinação
da taxa de desgaste seguindo a seguinte seqüência de atividades:
1) Fabricação dos corpos-de-prova:
•
Dimensões: 254 X 762 X 217 mm (segundo a norma ASTM G65-04
e apresentada na Figura 3.3).
•
Figura 3.3. Desenho esquemático do corpo de prova.
2) Acabamento superficial mecânico (Retifica): Com o objetivo de se conseguir
uma superfície plana, foi realizada a etapa de retificação.
3) Polimento manual: Nesta etapa buscou-se eliminar qualquer presença de
camada com tensão residual mediante o lixamento de aproximadamente
500 µm. Foram utilizadas lixa #120 e #180 para as ligas de aço e lixas #400
para as ligas de Alumínio.
67
4) Limpeza das amostras: utilizou-se um equipamento de ultrasom, Metason
60T, Struers do laboratório de Materiais do DAMEC-UTFPR, por um
período de 10 minutos.
5) Medição do acabamento superficial (rugosidade).
6) Determinação gravimétrica das amostras
7) Medição das massas das amostras antes e após os ensaios de desgaste. A
resolução da balança analítica (marca OHAUS, modelo AS200) foi de
0,1mg.
8) Realização dos ensaios: As condições dos ensaios estão baseadas no
procedimento E da norma ASTM G65-04
A perda de massa (Pm) foi determinada pela variação entre a massa inicial e
final, é definida pela ASTM G65-04 conforme mostra a Equação 4.1:
Pm = Mi − Mf
Equação 4.1
Na qual
Pm: Perda de massa [g];
Mi: Massa inicial [g];
Mf: Massa final [g].
Observação: A massa inicial (Mi) foi diferente para todos os tempos da análise,
sendo essa a anteriormente medida, assim para o cálculo da perda de massa
após 10 minutos de ensaio foi utilizada como Mi o peso do corpo-de-prova medido
após 5 minutos.
A avaliação do desgaste nos Corpos-de-prova foi realizada cada 5 minutos e
garantindo a mesma posição da amostra no equipamento, como é apresentado na
Figura 3.4 na qual se observa a posição dos Corpos-de-prova no porta-amostra
localizado na frente da roda de borracha.
68
(a)
(b)
Figura 3.4. Posicionamento da amostra no equipamento para a determinação
da taxa de desgaste, a) vista geral, b) detalhe do posicionamento do corpo-deprova.
A distância percorrida pela roda de borracha é o fator determinante na hora da
determinação das taxas de desgaste, precisando ser a mesma para todos os
materiais analisados; devido ao desgaste ocorrido na roda de borracha pelos
sucessivos ensaios realizados, foram feitas correções nos valores de perda de
massa considerando o diâmetro inicial e final da roda, evitando a diferencia entre
as distâncias obtidas em cada um dos ensaios. O diâmetro inicial foi considerado
como a ASTM G 65-04 tem estabelecido e o diâmetro final foi obtido após cada
ensaio. O calculo desta correção é dado pela Equação 3.2:
arrumar
Na qual,
Pmc: Perda de massa corrigida [g];
Φi: Diâmetro inicial [228,6 mm];
Φf: Diâmetro final [mm];
Na determinação da taxa de desgaste o resultado da perda de massa corrigido
foi utilizado junto com a quantidade de material abrasivo utilizado no ensaio,
garantindo a que este último fator não afete os resultados finais. Na Equação 3.3
se observa o cálculo da taxa de desgaste.
69
Na qual,
w: Taxa de desgaste [g/g];
F: Quantidade de material abrasivo no ensaio após 5 minutos de ensaio
[g].
A norma ASTM G65-04 prevê como parâmetros e ensaio a força de contato
entre o corpo-de-prova e a roda de borracha, o número de revoluções do disco e a
distância linear percorrida pela roda. Essas condições foram modificadas de
acordo com o material abrasivo, seu escoamento no funil de alimentação,
tentando mantê-las o mais próximas do procedimento E (Tabela 2.8) da norma. As
condições dos ensaios foram:






Tempo de ensaio: 5, 10 e 15 minutos
Faixa de fluxo de partículas: 230 - 400 g/minuto.
Rotação do eixo da roda de borracha: 100 rpm.
Carga normal: 65 N
Faixa da dureza da roda de borracha: 58 - 62 Shore A
Diâmetro inicial da roda: 228,6 + 0,2 mm
A Tabela 3.7 mostra a matriz de condições de ensaios, onde se pode observar os
diferentes pares utilizados no estudo.
Tabela 3.7. Especificações do ensaio abrasivo realizado na roda de borracha
(norma ASTM G65-04).
Tamanho médio das
Tempo de
partículas (µm)
Material
Liga
Número de
ensaio
Abrasivo
Metálica
ensaios
Após do
(minutos)
Inicial
ensaio
Alumold®
Microesferas: Microesferas:
Microesferas
Alcast®
155,90
154,23
e vidro
5, 10, 15
2
AISI 1045
Vidro moído: Vidro moído:
moído
AISI P20
196,85
195,92
A Figura 3.5 apresenta fotografias do equipamento utilizado para realizar os
ensaios de desgaste abrasivo e pertence ao DAMEC-UTFPR.
70
(a)
(b)
Figura 3.5. Equipamento utilizado para os ensaios de desgaste e determinação do
mecanismo. a) vista completa do sistema, b) imagem específica do sistema
mostrando a região de contato.
3.4. Mecanismo de desgaste
A preparação dos corpos-de-prova para a análise dos mecanismos de desgaste
requereu do polimento manual da superfície como é apresentado na Tabela 3.8.
Para a determinação dos mecanismos de desgaste, foi realizado o exame das
superfícies de desgaste dos corpos-de-prova mediante a técnica de microscopia
eletrônica de varredura (MEV) e analise EDX nos equipamentos pertencentes ao
Centro de Microscopia Eletrônica (CME) da UFPR, Grupo de Corrosão e Proteção
da Universidad de Antioquia, Colômbia e do Laboratório de Microscopia Eletrônica
do LACTEC, Curitiba.
71
Tabela 3.8. Sequência de lixamento utilizadas nos diferentes corpos-de-prova.
Tipo de
Tempo
Tipo de
Tempo
Lixa
Lixa
Material
(minutos)
material
(minutos)
120
5
320
5
180
5
420
4
320
4
600
2
420
4
100
2
Aço
600
2
Alumínio
Diamante
3
1µm
100
23
Alumina
1µm
3.5. Profundidade de desgaste (Metrologia)
A determinação da profundidade do desgaste nos corpos-de-prova foi feita
utilizando uma maquina de medições por coordenadas (MMC) marca Zeiss
UMM550 que pertence ao Laboratório de Metrologia do DAMEC-UTFPR.
As medidas de profundidade dos riscos nos diferentes corpos-de-prova foram
realizados em duas direções nos corpos de prova (longitudinal e transversal) como
é mostrado na figura 3.6. O espaçamento entre os pontos foi de 1,7 mm.
Figura 3.6. Representação esquemática das direções de medida da profundidade
de desgaste.
72
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Os resultados das analises desenvolvidas neste trabalho, estão apresentados
da seguinte maneira:
 Caracterização das partículas abrasivas.
 Caracterização dos corpos-de-prova.
 Ensaios de desgaste abrasivo.
4.1. Caracterização das partículas abrasivas
4.1.1.
Forma das partículas
A Figura 4.1 apresenta as imagens das diferentes partículas abrasivas
utilizadas antes dos ensaios abrasivos. Nela se pode observar uma geometria
mais esférica pertencente à amostra das microesferas e do outro lado partículas
com uma geometria principalmente angulosa com uma geometria aleatória.
(a)
(b)
Figura 4.1. Micrografia em microscopia eletrônica de varredura, mostrando, a)
Microesferas, b) Vidro moído.
Pode-se observar a presença de contaminação nas amostras de microesferas e
vidro moído. Essa contaminação é originada no processo de fabricação e não tem
relação com uma possibilidade de contaminação no processo de peneiração,
armazenamento e realização dos ensaios de desgaste.
73
4.1.2.
Distribuição de tamanho das partículas
Os resultados obtidos da determinação da distribuição de tamanho das
partículas abrasivas, antes e após dos ensaios, além do histograma (Figura 4.2)
estão apresentados seguir:




Diâmetro a 10%: 75,23 μm
Diâmetro a 50%: 188,26 μm
Diâmetro a 90%: 334,86 μm
Diâmetro Médio: 196,85 μm
Figura 4.2. Distribuição granulométrica das partículas de vidro moído utilizadas
nos ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha.
O resultado mostra uma ampla distribuição de tamanho das partículas na qual o
50 % das partículas apresentam um tamanho superior ao diâmetro médio, para o
qual foi necessária a separação das partículas por o método de peneirado,
utilizando o material entre as malhas # 50 e # 100 (300 μm e 150 μm) para areia
100.
Segue a distribuição de tamanho das microesferas de vidro e o histograma
(Figura 4.3).
 Diâmetro a 10%: 70,09 μm
 Diâmetro a 50%: 143,60 μm
 Diâmetro a 90%: 257,14 μm
 Diâmetro Médio: 155,90 μm
74
Figura 4.3. Distribuição granulométrica das microesferas de vidro utilizadas nos
ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha.
As microesferas de vidro apresentaram uma distribuição homogênea com um
diâmetro médio aproximado da partícula de 156 μm, tamanho similar ao utilizado
pela norma ASTM G65-04.
Observa-se uma diferença de tamanho médio entre as microesferas e o vidro
moído aproximada de 40 μm. Esta diferença afeta diretamente no fluxo de
alimentação dos ensaios, apresentando uma diferença de 130 g/min. Mesmo que
o valor é superior à diferença considerada na norma ASTM, a qual tem uma faixa
de fluxo de alimentação de partículas de 100 g/minuto na determinação da taxa de
desgaste é usada a relação da perda de massa e a quantidade de material
utilizado no tempo de ensaio, garantindo assim que a interferência da diferença
em tamanho de partícula sob os resultados seja mínima.
4.1.3.
Microdureza
A microdureza das partículas abrasivas foi determinada em uma das amostras
devido a que ambas as amostras foram fornecidas pela mesma empresa, pelo que
foi considerada uma microdureza para ambas. A Tabela 4.1 mostra os resultados
obtidos dos ensaios de microdureza das partículas de vidro moído utilizadas nos
ensaios. Além disto, apresenta os valores das diagonais das impressões
VICKERS L1 e L2 e HRc.
75
Tabela 4.1. Resultados das medições de microdureza realizados às partículas de
vidro moído.
Medida
Dureza HV0,2
L1
L2
HRC
1
529
26,17
26,98
51,0
2
505
26,36
27,86
49,4
3
528
27,02
26,00
51,0
4
531
25,56
27,31
51,1
5
531
26,75
26,09
51,1
Média
524,8
50,72
D. Padrão
12,58
0,83
4.2. Caracterização dos corpos-de-prova
Para a caracterização dos corpos-de-prova, foram determinadas:
 Microestruturas;
 Microdureza Vickers;
 Rugosidade;
4.2.1.
Análise metalográfica dos metais
Para a caracterização das microestruturas foi realizada uma preparação
metalográfica tradicional, com lixamento e polimento
A Figura 4.4 apresenta a microestrutura do AISI P20. Observa-se matriz
responsável pela maior fração volumétrica da microestrutura, sendo esta
martensita, típica nos aços ferramenta fornecida normalmente na condição
beneficiamento. Esta matriz é conhecida como martensita em ripas (um dos
mecanismos de deformação plástica observada nas transformações martensíticas)
e é mais comumente observada em aços baixo e médio carbono (WINCHELL,
1962; HONEYCOMBE, 1981; ASM, 1983 apud BORRO, 2001).
76
Figura 4.4. Microestrutura de aço AISI P20. Ataque Nital 2%
Na Figura 4.5 se observa a presença de duas fases diferentes na composição
do material. Observa-se claramente a presença de perlita e de ferrita em
quantidades compatíveis com um aço AISI 1045.
Figura 4.5. Microestrutura do AISI 1045, onde os grãos de perlita (região escura)
são maiores e a ferrita formada nas regiões dos contornos de grão (região clara).
Ataque Nital 2%
77
Na Figura 4.6 se apresenta a microestrutura do alumínio Alcast®, pertencente à
família 7XXX, onde se pode observar uma estrutura com Al + X(MgZn2) eutético e
alguns precipitados (possivelmente um Al2Mg3Zn3 (T), que são normalmente
observado em microestruturas de alumínios recozidos (ASM, 2007).
Figura 4.6. Microestrutura de alumínio Alcast®, onde se observa uma estrutura
com Al + X(MgZn2) eutético. Ataque de reagente Keller.
A Figura 4.7 apresenta a microestrutura do alumínio Alumold® 500, pertencente
à família 7XXX, a qual é representativa de uma condição de tratamento térmico
(T6) com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutético e precipitados
(possivelmente de Al2Mg3Zn3 (T)) (ASM, 2007).
78
Figura 4.7 Microestrutura de alumínio Alumold®, onde se observa uma condição
de tratamento térmico com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutético. Ataque
de reagente Keller.
4.2.2.
Microdureza VICKERS
A Tabela 4.2 apresenta os resultados da determinação de microdureza das
ligas de aço e de alumínio.
Tabela 4.2. Resultados obtidos de microdureza VICKERS dos corpos de prova.
Alumínio
Alumínio
AISI 1045
AISI P20
fundido
conformado
Medidas
Dureza HV1
1
112
173
185
293
2
110
174
190
292
3
104
184
194
295
4
105
181
197
299
5
104
183
196
303
6
111
179
202
292
Média
108 + 4
179 + 5
194 + 6
296 + 5
A Figura 4.8 mostra a representação gráfica dos resultados da determinação da
microdureza dos materiais. Nesta Figura fica mais evidenciado que há diferença
entre o Alumold® 500 e o aço AISI 1045 é muito pequena.
79
Figura 4.8. Resultados da determinação da microdureza nos Corpos-de-prova.
Nos resultados apresentados na Tabela 4.2 e representados graficamente na
Figura 4.8 pode-se observar a grande diferença de microdureza entre as duas
ligas de alumínio mesmo pertencendo à família 7XXX. A diferença pode ser o
resultado da quantidade maior de Cu existente na liga Alumold® 500, que aumenta
a resistência à tração e relaciona-se diretamente com um aumento na dureza.
Na Tabela 4.3 é apresentada a relação que existe entre as diferentes ligas
metálicas e o material abrasivo (Ha/Hs).
Tabela 4.3. Relação de dureza entre as ligas metálicas e as partículas abrasivas.
Material
Relação Ha/Hs
AISI 1045
2,92
AISI P20
1,81
®
Alumold (Alumínio conformado)
2,76
Alcast® (Alumínio Fundido)
3,98
Observação: a dureza utilizada para as partículas abrasivas foi obtida do vidro
moído.
Observando os resultados na Tabela 4.2 e a informação das pesquisas de
LARSEN-BASSE (1983) e RICHARDSON (1968) o desgaste abrasivo está
localizado no regime severo e segundo os pesquisadores, os mecanismos
associados à fadiga de baixo ciclo, como microimpressões, estão relacionadas
com baixas razoes Ha/Hs, caracterizando o regime de desgaste moderado,
enquanto que o microcorte pode ser associado com o regime severo e com altas
razões Ha/Hs, resultado que será discutido com a ajuda das imagens micrográficas
obtidas no equipamento de MEV.
80
4.2.3.
Rugosidade das amostras metálicas
Na Tabela 4.4 se apresenta os valores obtidos das amostras de aço após
usinagem dos corpos-de-prova realizado com o rugosímetro do DAMEC-UTFPR.
Tabela 4.4. Parâmetros de rugosidade da superfície dos aços AISI P20 e AISI
1045.
Medidas
Ra (µm)
Rq (µm)
Rsm (µm)
1
0,26
0,36
4,74
2
0,24
0,33
3,70
3
0,24
0,32
3,20
4
0,21
0,29
3,16
5
0,24
0,32
3,89
6
0,22
0,30
3,30
Média
0,23 + 0,015 0,32 + 0,024
3,67 + 0,55
Os níveis do parâmetro de rugosidade Ra (o qual está sendo utilizado como
parâmetro inicial de comparação de acabamento) para os aços AISI P20 e AISI
1045 obtidos e a granulometria do papel abrasivo responsável por este
acabamento estão apresentados abaixo.


0,23 < Ra < 0,25 μm (Lixa #180).
0,45 < Ra < 0,40 μm (Lixa #120).
A Figura 4.9 apresenta um exemplo do perfil de rugosidade dos Corpos-deprova, obtido durante a medição dos parâmetros de rugosidade. Na ordenada,
estão apresentados os dados da variação de altura da ponta do apalpador durante
o deslocamento horizontal da haste do rugosímetro, e na abscissa, o comprimento
de medição (Lm = 4 mm).
Figura 4.9. Perfil de rugosidade do aço AISI P20 obtido após lixamento
81
Na Tabela 4.5 se observam os resultados da determinação da rugosidade da
superfície de contato das ligas de alumínio, após lixamento.
Tabela 4.5. Parâmetros de rugosidade da superfície das ligas de Alumínio.
Material
Ra (µm)
Rq (µm)
Rsm (µm)
0,255
0,334
2,240
Alumold® 500
0,292
0,357
2,480
0,255
0,329
2,320
(Alumínio
0,279
0,353
2,420
conformado)
0,307
0,395
2,530
Média
0,280 + 0,020
0,350 + 0,020
2,400 + 0,120
0,356
0,459
2,710
0,383
0,484
3,090
Alcast® (Alumínio
0,424
0,532
3,710
fundido)
0,396
0,419
3,010
0,398
0,514
3,530
Média
0,380 + 0,020
0,480 + 0,040
3,200 + 0,410
Os valores do parâmetro Ra pra o ALUMOLD® 500 e ALCAST® foram
respectivamente:


0,25 < Ra < 0,30 μm (Lixa #400).
0,35 < Ra < 0,38 μm (Lixa #400).
A Figura 4.10 apresenta um exemplo do perfil de rugosidade dos Corpos-deprova, obtido durante a medição dos parâmetros de rugosidade. Na ordenada,
estão apresentados os dados da variação de altura da ponta do apalpado e na
abscissa, o comprimento de medição (Lm = 4 mm).
Figura 4.10. Perfil de rugosidade do alumínio ALCAST® obtido após uso do filtro
de fator de forma.
82
Segundo a norma ASTM G65-04 para a realização dos ensaios de desgaste
abrasivo é necessário ter uma superfície retificada, o que garante que cada um
dos corpos-de-prova apresente o mesmo tratamento superficial e que suas
rugosidades permaneceram próximas. Com o polimento manual das amostras
após o processo de retificação, o acabamento obtido pode ser considerado
equivalente, mesmo para famílias de materiais tão distintas, neste caso ligas de
aço e de alumínio.
4.2.4.
Resumo da caracterização dos materiais

Microesferas de vidro: Apresentam contaminação de partículas angulosas e
seu tamanho médio é de 155,90 μm, valor comparável ao material padrão
neste tipo de ensaios (Areia normal brasileira NBR 7124 conforme
classificação da ABNT).

Vidro moído: Tamanho médio da partícula de 196,85 μm, com uma
geometria aleatória com partículas angulosas e com presença de
contaminação de partículas esféricas.

Não houve quebra significativa das partículas durante os ensaios.

As partículas abrasivas (valor médio: 524,8 HV0,2) apresentam uma dureza
maior quando comparado com as obtidas nas ligas metálicas antes da
realização dos ensaios. Como exemplo, pode ser observado que na
comparação do AISI P20 com as partículas abrasivas estas últimas tem a
dureza duas vezes maior.

Foi observado que a liga de alumínio Alumold® 500 tem a microdureza
muito próxima à obtida no AISI 1045, correspondente aos 185 HV1. Os
resultados de microdureza permitem estabelecer que o Alcast® é a liga que
apresenta a menor dureza (valor médio: 108 HV1) e o AISI P20 apresenta a
maior dureza das ligas (valor médio: 296 HV1).

A análise metalográfica dos materiais metálicos apresenta uma matriz
martensitica para o AISI P20, perlitica para o AISI 1045, Al + X(MgZn2)
eutético para o Alcast® e uma condição de tratamento térmico com
morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutético para Alumold® 500.

No Alumold® 500, com a ajuda da sua composição química se pode
observar a microestrutura de uma liga de alumínio que teve tratamento
térmico. A microestrutura do Alcast® é típica de uma liga da família 7XXX
com o processo de recozido.
83
4.3. Ensaio de desgaste abrasivo
Considerando este item como aquele que consolida os resultados desta
pesquisa, optou-se por subdividi-lo nos seguintes tópicos:
•
•
Efeito do formato da partícula na taxa de desgaste
Desgaste abrasivo com partículas de vidro moído
• Desgaste abrasivo com microesferas
Na Figura 4.11 é apresentado o corpo de prova com a marca característica de
desgaste em abrasômetro tipo roda de borracha, que foi semelhante para todos os
ensaios. No Anexo B são apresentados as Tabelas de todos os resultados dos
ensaios de desgaste abrasivo.
Figura 4.11. Macrografia da marca de desgaste abrasivo em abrasômetro tipo
roda de borracha com indicação do sentido do fluxo do vidro.
4.3.1.
Efeito do formato da partícula na taxa de desgaste
Na Tabela 4.6 se apresentam os resultados da determinação da taxa de
desgaste utilizando vidro moído como material abrasivo. Vale lembrar que a única
diferença experimental nos ensaios com estes dois tipos de partícula, foi quanto
ao fluxo das partículas na interface, sendo: 380 a 400 g/min. para as esferas e 230
a 250 g/min. para o vidro moído.
Um maior detalhamento de todos os resultados dos ensaios, de cada um dos os
corpos-de-prova é apresentado no Anexo B (vidro moído).
Tabela 4.6. Resultados obtidos dos ensaios de desgaste abrasivo com vidro
moído.
Distância Percorrida (metros)
Material
360
720
1080
Alumold® 500
7,34 x10-4
5,10 x10-4
4,70 x10-4
Alcast®
5,70 x10-4
4,40 x10-4
4,25 x10-4
AISI 1045
3,80 x10-4
3,20 x10-4
2,10 x10-4
AISI P20
2,45 x10-4
2,20 x10-4
2,20 x10-4
84
As Figuras 4.12 e 4.13 mostram o aspecto final das marcas de desgaste
apresentando a profundidade do dano promovido pela ação das partículas
abrasivas de vidro moído nas direções longitudinais e transversais,
respectivamente, após o estagio de 15 minutos de ensaio.
Figura 4.12. Profundidade do dano após ensaio de 15 minutos com vidro moído
na direção longitudinal do corpo-de-prova.
Figura 4.13. Profundidade do dano após ensaio de 15 minutos com vidro moído
na direção trasnversal do corpo-de-prova.
85
Na sequência a Figura 4.14 apresenta as imagens de MEV mostrando as
superfícies desgastadas dos materiais e a presença de riscamento como
mecanismo de desgaste predominante.
Alcast®
Alumold® 500.
AISI 1045
AISI P20
Figura 4.14. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas de
vidro moído nos diferentes materiais.
Na Figura 4.14 pode ser observado o maior desgaste produzido nas ligas de
aluminio, resultado demostrado na Tabela 4.6 na qual a taxa de desgaste nestas
ligas é maior. Verifica-se que as superfícies desgastadas são semelhantes às
encontradas por Bergstrom (2001) no estudo do desgaste de fibra de vidro como
material abrasivo. Bergstrom sugere que os mecanismos de desgaste abrasivo e
erosivo são aqueles presentes nos materiais de cavidades de moldes de injeção.
Foi evidenciado nas imagens o mecanismo de microcorte, pois o abrasivo mais
duro é capaz de cortar a superfície de dureza menor. Das observações do
86
Pintaúde (2002) pode-se concluir que no regime severo, o tamanho do abrasivo
tem pouco efeito nas taxas de desgaste.
Na seqüência, os ensaios realizados com microesferas de vidro como material
abrasivo estiveram sob as condiçoes semelhantes aos realizados com vidro
moído, sendo a única variação a quantidade de fluxo das partículas no sistema
(380 - 400 g/min.). Os resultados de todos os ensaios são apresentados com
maior detalhe nos Anexos B (Resultados dos ensaios de desgaste com vidro
moído) e C (Resultados dos ensaios de desgaste com microesferas de vidro). Na
Tabela 5.7 se apresentam os resultados da determinação da taxa de desgaste
para os materiais analisados com microesferas em um período de 15 minutos.
Tabela 4.7 Taxa de desgaste dos diferentes corpos-de-prova utilizando
microesferas como material abrasivo.
Distância Percorrida (metros)
Material
360
720
1080
-6
-6
2,34 x10
0,19 x10
1,44 x10-6
Alumold®
Alcast®
0,28 x10-6
0,25 x10-6
1,78 x10-6
AISI 1045
0,89 x10-6
1,70 x10-6
0,86 x10-6
AISI P20
1,36 x10-6
1,57 x10-6
1,40 x10-6
Os resultados das Tabelas 4.6 e 4.7 permitem observar uma grande diferença
na perda de massa das ligas metálicas, mesmo que os diferentes materiais estão
trabalhando no regime severo de desgaste, mostrando assim que a relação Ha/Hs
é uma forma importante de classificar o regime do sistema, mas que para
sistemas com condições similares de dureza do abrasivo e do corpo-de-prova as
características das partículas abrasivas (tamanho e forma) são relevantes,
apresentando uma diferença de duas ordens de grandeza na taxa de desgaste
produzida por uma e outra partícula.
As Figuras 4.15 e 4.16 mostram o aspecto final das marcas de desgaste
apresentando a profundidade do dano promovido pela ação das partículas
abrasivas de microesferas de vidro nas direções longitudinais e transversais,
respectivamente, após o estagio de 15 minutos de ensaio. As Figuras mostram
que nestes ensaios há pouca profundidade no dano produzido, o que é
evidenciado nos resultados das taxas de desgaste mostrada na Tabela 4.7, com
taxas de desgaste na ordem de 10-6 [g/g]
87
Os perfis de profundidade do desgaste nas ligas metálicas permitem
estabelecer a grande diferença entre os corpos-de-prova analisados após
desgaste com vidro moído e microesferas, sendo o primeiro aquele que apresenta
um maior valor.
Figura 4.15. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção longitudinal do corpo-de-prova.
Figura 4.16. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção tranversal do corpo-de-prova.
Na Figura 4.17 se apresenta em detalhe os perfis obtidos da medição da
profundidade do desgaste na superfície das ligas metálicas, observando-se um
88
comportamento aleatório no processo de desgaste, observando-se pouca
profundidade no dano produzido pelas microesferas.
Figura 4.17. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção do cumprimento do corpo-de-prova.
A Figura 4.18 permite observar o deposito de material em algumas regiões do
desgaste, o qual corresponde à formação de um tribofilme obtido da combinação
de material abrasivo (microesferas) e material da liga, que não foi removido
totalmente.
Figura 4.18. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com
microesferas de vidro na direção da largura do corpo-de-prova.
89
A Figura 4.19 apresenta as micrografias obtidas no MEV das superfícies das
diferentes ligas metálicas, na qual se observa a pouca quantidade de riscos e a
alta deformação plástica característica de rolamento das esferas, o que conduz á
uma baixa capacidade de remoção de material.
Alcast®
Alumold® 500.
AISI 1045
AISI P20
Figura 4.19. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas das
microesferas de vidro nos diferentes ligas metalicas.
As Figuras 4.14 e 4.19 permitem observar a diferença de comportamento dos
materiais frente à ação das partículas abrasivas e nas quais é evidente que as
partículas de vidro moído produzem riscos nas superfícies o que estabelece que o
nível de penetração destas seja maior do que o conseguido pelas microesferas,
deixando elas em um nível de penetração baixo, correspondente ao mecanismo
de sulcamento (HOKKIRIGAWA, 1988).
90
Fang et al. (1993 apud DE MELLO, 1999) concluíram que as partículas com
um formato mais próximo à esfera possuem a tendência de engastar em uma das
superfícies e deslizar sobre a outra, enquanto que partículas com um formato que
apresente pontas tendem a rolar indentando as superfícies, produzindo uma
menor perda de massa do material. Esta análise diverge dos resultados obtidos no
trabalho experimental e pode ser explicado pela diferença de superfície utilizada
em cada uma das pesquisas; enquanto que o trabalho de Fang et al.(1993)
apresentava duas superfícies metálicas com dureza similar desgastadas por uma
partícula dura interfacial, as condições desta pesquisa apresentam uma superfície
metálica em contra posição á uma de borracha, com partículas abrasivas entre
elas. Esta diferença de materiais do tribossistema provoca uma alteração do
comportamento da partícula e, como consequência, uma capacidade muito
diferente de remoção de material.
O problema na hora de determinar a taxa de desgaste e de classificar o
mecanismo de desgaste é apresentado na pesquisa realizada por Gates (1998)
onde ele discutiu exemplos de conflitos existentes na hora da determinação do
tipo de desgaste, especificamente aquele ensaio que tem a ver como roda-deborracha (ASTM G65-04), o qual usualmente classificado como um sistema a três
corpos pode adquirir a configuração a dois corpos, devido à possibilidade dos
abrasivos ficarem incrustados na borracha, após penetrarem na interface entre o
corpo-de-prova e a roda. Em um mesmo tribossitema, no caso da roda de
borracha a forma do abrasivo modifica sua classificação, uma forma de abrasivo
(microesfera) apresenta características de um sistema a três corpos pela liberdade
de rolamento, já o formato anguloso das partículas de vidro moído se comporta
como um sistema a dois corpos, concordando com a pesquisa de Gates (1998),
contribuído assim à diferença encontrada nas taxas de desgaste, onde o sistema a
dois corpos é mais elevada (RABINOWICZ; DUNN e RUSSELL, 1961;
RABINOWICZ e MUTIS; 1965; RABINOWICZ, 1995 apud MARTINS, 2008).
A maior deformação plástica provocada pelas microesferas possibilita a
alteração da dureza dos aços, permitindo uma redução na sua capacidade para
remover material da superfície dos corpos-de-prova. Para determinar a influência
da forma das partículas no aumento da dureza dos materiais foi realizado o estudo
do encruamento com a determinação da microdureza para cada corpo-de-prova e
os resultados são apresentados nas Tabelas 4.8 e 4.9 nas quais se pode observar
a variação da microdureza na zona desgastada para as ligas de aço e de
alumínio, respectivamente.
91
Tabela 4.8. Resultados da medição de microdureza VICKERS das ligas de aço
após 15 minutos de ensaio abrasivo.
Vidro moído
Microesferas
Dureza
Material
Dureza HV1
Dureza HV1
inicial HV1
% ganho
% ganho
(15 minutos)
(15 minutos)
181
0,55
217
17,05
197
8,63
225
20,00
AISI 1045
180
203
11,33
222
18,92
181
0,55
224
19,64
204
11,76
Média
193,2 + 12
5,57 + 6
222 + 4
18,90 + 9
292
0,68
333
12,91
318
8,81
328
11,59
AISI P20
290
312
7,05
298
2,68
315
7,94
310
6,45
295
0,34
318
8,81
Média
305,6 + 13
4,96 + 4
317,4 + 14
8,49 + 4
Os resultados observados na Tabela 4.8 permite estabelecer que existe
encruamento na superfície dos materiais após ensaio com os dois tipos de
materiais abrasivos, sendo mais evidente em aqueles corpos-de-prova que foram
estudados com microesferas. Na comparação entre as ligas se observa uma maior
capacidade de encruar do AISI 1045 em ambas as situações, chegando a um
aumento aproximado de 20% quando usado as microesferas.
Tabela 4.9. Microdureza VICKERS das ligas de alumínio após 15 minutos de
desgaste abrasivo.
Vidro moído
Microesferas
Dureza
Material
Dureza HV1
Dureza HV1
inicial HV1
% ganho
% ganho
(15 minutos)
(15 minutos)
196
3,16
236
24,21
196
3,16
250
31,58
Alumold®
190
191
0,53
240
26,32
500
197
3,68
239
25,79
190
0,00
237
24,74
Média
192 + 4
2,11 + 2
240,4 + 6
26,53 + 3
131
0,77
186
43,08
129
0,75
191
46,92
130
135
3,85
207
59,23
Alcast®
133
2,31
191
46,92
196
Média
132 + 3
1,54 + 2
194,2 + 8
48,04 + 7
92
Os resultados obtidos na sessão transversal das ligas de alumínio não
apresentaram diferenças importantes na dureza com aqueles obtidos inicialmente
quando foi utilizado o vidro moído como material abrasivo, permitindo estabelecer
que no exista encruamento nestas ligas durante o ensaio. Resultado diferente foi
observado nos ensaios com microesferas nos quais se observa um aumento
importante na dureza das ligas, permitindo assim definir o encruamento na
superfície do material pela ação destas partículas abrasivas.
93
4.3.2.
Desgaste abrasivo com partículas de vidro moído
Uma representação gráfica dos resultados de desgaste para ambos os
materiais abrasivos, facilita uma discussão do comportamento ao desgaste dos
materiais metálicos estudados. Sendo assim, na Figura 4.20 se observa o
comportamento dos corpos-de-prova submetidos á ação do vidro moído,
apresentando a taxa de desgaste produzida.
Figura 4.20. Taxa de desgaste (g/g) dos materiais utilizando vidro moído como
material abrasivo nos ensaios.
Na Figura 4.01 quando se compara as taxas de desgaste das ligas de aço, se
observa que a taxa do AISI 1045 é maior que aquela apresentada pelo AISI P20
material este que tem uma dureza maior. Os resultados são semelhantes aos
encontrados por Garcia-Cordovilla et al. (1996) no estudo do desgaste de ligas
metálicas no qual apresentam a perda de massa pela ação de partículas abrasivas
duras em ligas com diferentes durezas. Na avaliação individual dos resultados da
Figura 4.20 se observa um comportamento de perda constante de massa do
sistema levando este a uma transição de running-in ao período de steady-state
após 15 minutos nos quais pode ser observado o começo da desaceleração do
desgaste produzido.
94
Na sequência é apresentada a Figura 4.21, na qual pode ser observado em
detalhe a superfície das ligas de alumínio desgastada pela ação continua das
partículas de vidro moído.
(a)
(b)
Figura 4.21. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) Alcast®
e b) Alumold® 500.
A Figura 4.21a mostra a presença de deformação plástica na grande parte da
região observada e grande quantidade de riscos, com a maioria deles na direção
do fluxo de partículas representando assim os micromecanismos de sulcamento
com predominância de microcorte. Pode-se observar também a presença de
vazios deixados por partículas de vidro na superfície do alumínio, após uma
partícula ter gerado um sulco de desgaste e ser incrustado e arrancado da
superfície (1) ou simplesmente após ter atingido a superfície tirando material (2). A
Figura 4.21b mostra microcorte (1) e formação de proa (2) em algumas regiões
resultado da ação do passo das partículas de vidro sobre a superfície da liga de
alumínio com dureza menor.
Sendo que a liga Alumold® 500 tem uma dureza superior ao Alcast®, o que
conduz a um menor valor de E/H e um menor θc, os resultados apresentados nas
Figuras 4.20 e 4.21 permitem estabelecer a importância do ângulo critico de
ataque das partículas estudado pelos pesquisadores Mulhearn e Samuels (1962
apud HUTCHINGS, 1992). A Figura 4.21 permite observar uma maior presença de
riscos na superfície do Alumold® 500 em relação ao Alcast®, o que segundo estes
pesquisadores, na região na qual o mecanismo predominante é o corte, um ângulo
de ataque menor promove um coeficiente de atrito maior e assim uma taxa de
desgaste maior, resultado observado no Alumold® 500.
95
No trabalho realizado pelos pesquisadores Williams e Hyncica, (1992 apud
MARTINS, 2008), eles concluíram que um ângulo de ataque pequeno favorece o
sulcamento, porém se este ângulo aumenta a partir de um determinado valor
critico o mecanismo predominante passa do sulcamento para o corte. Mezlini et al.
(2005), concluíram após análise de ligas de alumínio que existe uma correlação
tanto de mecanismo de desgaste quanto do coeficiente de atrito em relação ao
ângulo de ataque. Na Figura 4.21 o mecanismo predominante é o corte com a
presença de sulcamento sendo a combinação destes mecanismos responsável
pela diferença no comportamento de desgaste entre as ligas de alumínio.
A Figura 4.22 apresenta a análise da superfície das ligas de aço realizadas com
o uso do MEV.
(a)
(b)
Figura 4.22. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a)
AISI 1045 e b) AISI P20.
Nas Figuras 4.22a e 4.22b pode-se observar que o material foi removido da
superfície, pela ação da partícula abrasiva promovendo o riscamento na
superfície. Este aspecto superficial é encontrado na totalidade dos corpos de
prova que foram ensaiados com vidro moído. Este mecanismo é explicado por
Rutherford (1996) e Hutchings (1996) onde eles mostraram que o encrustamento
das partículas no contra-corpo, que deslizam sobre a amostra é a causa que está
associada à presença de riscos/sulcos no desgaste abrasivo a três corpos.
Na Figura 4.22b observam-se desgaste provocado de partículas que atingiram
a superfície sem uma direção comum possivelmente pela pressão exercida entre
as partículas no ensaio, permitindo que as partículas viajem aleatoriamente em
alguma região em particular.
96
4.3.3.
Desgaste abrasivo com microesferas
A Figura 4.23 apresenta resultados do estudo de desgaste realizado com
microesferas de vidro como material abrasivo nas ligas metálicas.
Figura 4.23. Taxa de desgaste [g/g] dos materiais utilizando microesferas como
material abrasivo nos ensaios.
As curvas obtidas na Figura 4.23 mostram como os diferentes tribossistemas
estão ainda no período de running-in no qual a perda de massa não está
estabilizada. A taxa de desgaste obtida é muito pequena o que poderia levar a
alterações nos resultados com a presença de material depositado na superfície.
Pode-se observar que as ligas de alumínio são aquelas que apresentam uma
maior mudança na taxa de desgaste nos diferentes tempos de ensaio. De outra
parte entre as ligas de aço se obteve que a perda de massa no AISI P20 é muito
mais estável.
A realização dos ensaios de desgaste em uma região de running-in, já havia
sido identificada em ensaios preliminares realizados com microesferas de vidro de
menor diâmetro (142,9 µm) e fluxo de 323 gramas/minuto. Nestes ensaios foi
possível observar que um menor tamanho da partícula além de reduzir as taxas de
desgaste também provocava, para o Alcast®, um fenômeno que tradicionalmente
ocorre em ensaios de erosão: o período de incubação. A Tabela 4.10 apresenta os
97
resultados de taxa de desgaste [g/g] dos ensaios realizados a 232 gramas/minuto
das duas amostras de Alcast® (diâmetros de 155,90 μm e 142,9 μm) e a Figura
4.24 e a representação do comportamento.
Tabela 4.10. Resultados dos ensaios de desgaste em uma região de running-in
com microesferas de vidro.
Distância Percorrida (metros)
Material
360
720
1080
-6
-7
2,84 x10
2,57 x10
1,78 x10-6
Alcast® 1 (155,9 μm)
Alcast® 2 (142,9 μm)
-1,17 x10-6
6,18 x10-8
3,09 x10-7
Figura 4.24. Taxa de desgaste do Alcast® em um ensaio de desgaste abrasivo
em um período de 15 minutos com tamanhos de microesferas de 155,90 μm (1) e
142,9 μm (2).
Na Figura 4.24 o Alcast® submetido a desgaste com o tamanho de partícula
maior (fluxo de material menor) apresenta uma região de ganho de massa,
resultado que tem semelhança com aquele apresentado por Zum Gahr (1987) sob
incubação em materiais dúcteis sobre processos iniciais de erosão.
98
A Figura 4.25 apresenta que o período de incubação é explicado pela
incorporação de partículas abrasivas na superfície do material (observado na
Figura 4.25a) está seguido por um período de aceleração na taxa de desgaste, o
qual é correspondente a 10 minutos de ensaio apresentando uma perda de massa
importante para as duas curvas na Figura 4.24.
(b)
(a)
Figura 4.25. Micrografia obtida no MEV da superfície do Alcast®, a) incorporação
de partículas de vidro e b) EDX
A Figura 4.25a apresenta a impressão da penetração de uma partícula
quebrada que fica na superfície, fenômeno presente provavelmente pela ação de
impurezas de vidro no fluxo de esferas de vidro como foi observada na Figura
5.1a. A Figura 4.25b confirma com a ajuda de uma análise de EDX a presença de
material de vidro incrustado.
A Figura 4.26, apresenta as micrografias obtidas por MEV das superfícies das
ligas de alumínio e sua análise EDX. A Figura 4.26a mostra poucos deformação
plástica na superfície, com predomínio de sulcamento e impressões de
penetração. A Figura 4.26b apresenta deformação plástica, pela ação das
partículas abrasivas em sua maioria com geometria esférica e pode ser observada
a presença de um microssulco na superfície. Em ambas as superfícies se
obtiveram a formação de um tribofilme, o qual foi analisado por EDX obtendo
como resultado a presença de oxido de alumínio com partículas de Si e Ca,
constituintes do vidro.
99
a) Alcast®
b) Alumold® 500.
Figura 4.26. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas
de alumínio, a) Alcast® e b) Alumold® 500.
A Figura 4.27 apresenta a micrografia obtida no MEV das superfícies de aço
após ensaio com microesferas de vidro, além da analise EDX realizada a cada
uma delas.
100
(a) AISI 1045
(b) AISI P20
Figura 4.27. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas
de alumínio, a) AISI 1045 e b) AISI P20.
A Figura 4.27a mostra deformação plástica novamente pela presença de
sulcos. Nas imagens observam-se a presença de manchas pretas na superfície,
fenômeno observado nas amostras de alumínio. A análise por EDX realizado ao
AISI 1045 mostra a presença de oxido de ferro e algumas quantidades de material
de vidro os quais foram depositados em forma de filme. Na Figura 4.27b se
observa uma menor quantidade de filme depositado na superfície além de uma
diminuição na composição de oxido de ferro e de componentes de vidro. É
observada também a presença de sulcos na superfície.
101
A formação do tribofilme pode promover ou não a redução da capacidade das
microesferas em produzir o desgaste abrasivo nas superfícies das ligas metálicas.
Esta pode servir como filme protetor devido a que é o resultado do depósito
contínuo de material abrasivo em combinação com material metálico. Em uma
perda de massa tão pequena quanto a registrada pela ação das microesferas, a
importância da formação do tribofilme é muito grande. Pode existir regime
estacionário com presença de deste se sua formação é constante no tempo.
102
5. CONCLUSÕES
Foram utilizadas dois tipos de morfologias para as partículas abrasivas,
apresentando-se diferentes resultados. As microesferas de vidro (partículas com a
morfologia sem angulosidades) tiveram um efeito menor no desgaste do que o
vidro moído (sem forma estabelecida e presença de partículas angulosas).
Da perda de massa
A dureza da liga metálica não é o fator principal na análise da taxa de desgaste
em ligas metálicas em ensaios abrasivos. Dependendo do sistema tribológico,
tanto a forma das partículas quanto o ângulo crítico de ataque podem apresentar
maior relação com o desgaste. Nos ensaios com vidro moído, para os sistemas
com aço o fator preponderante foi a dureza, já para as ligas de alumínio o ângulo
de ataque das partículas explica o comportamento quanto ao desgaste.
O tamanho e a forma das partículas envolvidas no sistema podem promover a
formação de tribofilmes na superfície dos materiais desgastados. Isto foi
evidenciado nos ensaios com microesferas, onde se observou também que o
período de running-in não foi ultrapassado.
Dependendo do tempo de ensaio, do tamanho e fluxo das partículas, o uso de
microesferas em ensaios roda de borracha pode conduzir a um período de
incubação
Dos mecanismos de desgaste
Observou-se o riscamento, com predomínio de microcorte, como o mecanismo
principal de desgaste naqueles corpos-de-prova ensaiados com vidro moído.
Nas amostras ensaiadas com esferas de vidro o mecanismo de desgaste
predominante foi microssulcamento. No entanto, também se observou a presença
importante da formação de tribofilmes e um pouco de incrustação de partículas na
superfície desgastada.
Do procedimento experimental
Considerando o comportamento dos corpos de prova nos ensaios realizados
constata-se que é viável a utilização da norma ASTM G65-04 como método de
avaliação do efeito da morfologia das partículas abrasiva no desgaste em ligas
metálicas utilizadas na fabricação de cavidades para moldes de injeção.
103
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
1. Realizar ensaios de desgaste tipo roda de borracha considerando a análise
do coeficiente de atrito.
2. Analisar o efeito de tratamentos térmicos e de superfície nas ligas metálicas
utilizadas no estudo.
3. Caracterizar o tribofilme obtido no período de running-in nos ensaios
realizados com microesferas de vidro.
4. Realizar ensaios pino-contra-disco e fazer a comparação com o ensaio de
roda de borracha para observar a relação dos mecanismos de desgaste
com o sistema de ensaio.
104
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110
Anexo A – Composição e dureza Brinell das ligas metálicas
fornecidas por Schomlz + Bickenbach.
Figura A1. Analise de composição química e dureza Brinell do Alumínio Alumold
500.
111
Figura A2. Analise de composição química e dureza Brinell do Alumínio Alcast.
112
Figura A3. Analise de composição química e dureza Brinell do aço AISI P20.