estudo do atrito, Notas de estudo de Engenharia Mecânica

Baixe estudo do atrito e outras Notas de estudo em PDF para Engenharia Mecânica, somente na Docsity! UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA CENTRO TECNOLÓGICO DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA TRIBOLOGIA - EMC 5315 - Prof. Rodrigo Lima Stoeterau, Dr. Eng. Semestre 2004/01 Tribologia EMC 5315 Esta apostila foi originalmente elaborada pelo professor Longuinho da Costa Leal do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Santa Catarian, tendo sido a mesma, revisada, atualizada e complementada pelo professor Rodrigo Lima Stoeterau, para uso didático na discilplina de Tribologia do curso de Graduação. _____________________________________________________________________________ 2 Tribologia EMC 5315 7.2.2 Previsão de Desgaste 7.3 Trens de Válvulas 7.3.1 Rugosidade Inicial da Superficie 7.3.2 Rugosidade da superfície / análise de ondulamento 7.3.3 Previsão de Desgaste 7.3.4 Ondulações 7.4 Mancais do Motor 7.4.1 Interação de Asperezas 7.4.2 Ondulações do Eixo 7.5 Desafios Futuros 8 LUBRIFICAÇÃO DE MANCAIS DE ROLAMENTO E ESCORREGAMENTO 8.1 Mancais de Rolamento 8.1.1. Lubrificação por Óleo. 8.1.1.1 Lubrificação por Imersão 8.1.1.2 Lubrificação por Circulação 8.1.1.3 Lubrificação por Névoa 8.1.2 Seleção de Viscosidade de Óleos para Mancais de Rolamento 8.1.3 Lubrificação com Graxa 8.1.3.1 Quantidade de Graxa 8.1.3.2 Troca de Graxa 8.2 Mancais de Escorregamento 8.2.1 Fatores que Influem na Seleção de Lubrificantes para Mancais de Escorregamento 8.2.2 Lubrificação por Óleo 8.2.3. Causas de problemas em mancais de escorregamento 9 LUBRIFICAÇÃO DE ENGRENAGENS 9.1 Sistemas de Lubrificação 9.1.1 Engrenagens Fechadas 9.1.2 Engrenagens Abertas 9.2 Regimes de Lubrificação em Engrenagens 9.2.1 Lubrificação Limite 9.3 Escolha dos Lubrificantes e suas Propriedades. 9.3.1 Lubrificantes para engrenagens industriais. 9.3.2 Lubrificantes para engrenagens de automoção 9.4 Comportamento dos compostos polares e aditivos extrema pressão 9.5 Troca de óleos lubrificantes para engrenagens 9.6 Relação Entre o Sistema de Classifiação Antigo e Atual 9.7 Testes para Óleos Lubrificantes de Motores de Combustão Interna – SAE J304/82. REFERÊNCIAS BIBLIOGRAFICAS RECOMENDAÇÕES PARA LEITURA R-1 Tribology aids for Designers – Thijisse, C. J. R-2 TheTribological design of machine elements – Cheng, H.S. R-3 Engineering Surfaces – A development Subject – Stout, K. J. R-4 Projetando para Desgaste Zero – Bayer R.G., Shaley A.T., Wayson A.R. 4-5 Projetando para Desgaste Mensurável – Bayer R.G., Wayson A.R. _____________________________________________________________________________ 5 Tribologia EMC 5315 Simbologia  constante  condutividade térmica  variação  coeficiente de atrito e coeficiente de atrito estático d coeficiente de atrito dinâmico r coeficiente de atrito rolamento  coeficiente de Poisson e tensão de escoamento a tração  tensão cizalhate no escoamento de fluidos e tensão de escoamento no cizalhamento c tensão crítica de cizalhamento e tensão de escoamento na compressão  energia superficial  viscosidade absoluta ou dinâmica i ângulo m elevação de temperatura  resistência de contato  densidade Aa área aparente Apv área projetada vertical Aph área projetada horizontal Ars área resistente Atc área total de contato Ar área real c calor específico cl folga dad profundidade média de desgaste por adesão D distância percorrida De distância de escorregamento por operação unitária Et energia total Ec energia cinética Ea energia dissipada pelo atrito Ep energia potêncial f força fa força de atrito far força de atrito rolamento F força _____________________________________________________________________________ 6 Tribologia EMC 5315 Fr força resultante H dureza J equivalente mecânico do calor; ki condutividade térmica k constante K coeficiente de desgaste de Archard lV comprimento prévio lE comprimento singular de medição lm comprimento útil medido ln comprimento posterior L carregamento Lt comprimento total de apalpação Le comprimento total de escorregamento nc número de passos por operação unitária nd número de carregamentos por operação npd número de passos para uma oscilação completa N força Normal Nj número total de junções formada por unidade de distância de escorregamento p probabilidade de formação de uma partícula Pe pressão de escoamento Pc pressão de contato Pn pressão normal de contato q taxa de desgaste local Q taxa total de desgaste Qad taxa total de desgaste por adesão Qox taxa total de desgaste por oxidação r raio Ra rugosidade média Rmax rugosidade máxima Rp profundidade de alisamento Rt rugosidade RZ rugosidade S deslocamento t tempo Tmax temperatura máxima U velocidade v velocidade ve velocidade de escorregamento vr velocidade de rolamento Vp volume de partículas W largura da área de contato na direção do escorregamento Zi rugosidades singulares _____________________________________________________________________________ 7 Tribologia EMC 5315 período, o que foi constatado pela abertura de tumbas do Egito antigo. Uma carruagem lá encontrada continha lubrificante animal, possivelmente sebo de boi ou de carneiro nos mancais das rodas. A aplicação de princípios tribológicos na redução do atrito em movimentos lineares pode ser constatado, também, no antigo Egito. Ilustrações na forma de baixo relevo mostram o uso de rolos e pranchas para transportar figuras colossais. A figura 1.3 mostra um exemplo desse tipo de transporte: nesta 172 escravos são empregados para puxar uma grande estátua pesando cerca de 6X105 newtons (60 ton.). O desenho mostra um homem sobre o trenó colocando um líquido na sua frente. Possivelmente um dos primeiros preocupados com a lubrificação. Esta figura mostra também, homens carregando pranchas planas e jarros contendo, possivelmente lubrificante. Figura 1.3 – Transporte de um colosso egípcio a cerca de 1900 A.C (Halling, 1983) Se assumirmos que cada escravo possa exercer uma força de 800N, o coeficiente de atrito seria: =172∗800  6 X105 =0,23 O trabalho de Bowden e Tabor de 1950 fornecem os seguintes valores para o coeficiente de atrito entre madeira e madeira: • 0,2 para madeira molhada • de 0,25 a 0,50 para madeira seca e limpa É possível deduzir, portanto, que o trenó estivesse deslizando sobre pranchas de madeira lubrificadas. Um outro exemplo, citado por Harris (1966) em seu livro sobre mancais de rolamento, refere-se a uma ilustração mostrando assírios movimentando um enorme bloco de pedra apoiado em pranchas dispostas sobre roletes. A data provável é 1100 A.C., o peso do bloco e treno foi estimado em 7 X 104 N (7 ton.), e o número máximo de homens puxando igual a 8. Figura 1.4 – Transporte de um colosso Assírio a cerca de 1100 A.C. _____________________________________________________________________________ 10 Tribologia EMC 5315 Assumindo que cada escravo pudesse exercer também uma força de 800 N, o coeficiente de atrito de rolamento correspondente seria de : r= 32∗800 7 X105 =0,04 Os valores numéricos calculados para o coeficiente de atrito nos dois exemplos citados sugerem que, por volta de 1100 A.C., um desenvolvimento tribológico considerável ocorreu, representado pela mudança do movimento de deslizamento para rolamento. Em 1928 foi encontrado no lago Nimi, perto de Roma, os fragmentos do que deveria ter sido um mancal axial de esferas, possivelmente de 40 A.C.. O mancal é mostrado na figura 1.4 e foi provavelmente utilizado para suportar uma estátua, facilitando seu giro durante a escultura. Considerando outros colossos da antigüidade clássica tais como Stone Heng e as estátuas da Ilha da Páscoa, pode-se imaginar que desafios tribológicos estes se tornaram a seus idealizadores. Figura 1.5 – Detalhe da reconstrução teórica do mancal encontrado no lago Nemi. Praticamente não ocorreu desenvolvimento tribológico posterior, a não ser na época de Leonardo da Vinci (1452-1519), o qual foi primeiro constatou que a força de atrito é proporcional _____________________________________________________________________________ 1 00 0 m m 11 Tribologia EMC 5315 à carga e independente da área nominal de contato. Isso ocorreu quase 200 anos antes que estas leis fossem enunciadas por Amonton, em 1699. Amonton, independentemente de Leonardo da Vinci, realizou investigações experimentais e postulou suas leis. O século XVIII viu consideráveis desenvolvimentos tribológicos devido ao crescente envolvimento do homem com novas máquinas. Em 1780, aproximadamente, Coulomb confirmou as leis de atrito de Amonton e estabeleceu a terceira lei, em que a força de atrito é independente da velocidade. Essas três leis ainda são usadas e podem ser encontradas nos livros atuais de física e engenharia sobre o atrito. Outros desenvolvimentos ocorreram na época, particularmente na melhoria de materiais para mancais. Em 1684, Robert Hooke sugeriu a combinação de eixos de aço com buchas de materiais usados em sinos (bronze) para mancais de rodas, em lugar de suportes de madeira com ferro. Os desenvolvimentos adicionais são associados com o crescimento da industrialização na última década do século XVIII. O metal patente foi introduzido como material para mancal por volta de 1840. Embora as leis essenciais do fluxo viscoso tivessem sido postuladas por Newton em data anterior, a compreensão científica da operação de mancais lubrificados não ocorreu antes do fim do século XIX. Realmente, nossos entendimentos sobre os princípios da lubrificação hidrodinâmica datam de 1883 e são devidos aos estudos experimentais de Beauchamp Tower. Seguindo os trabalhos de Tower, os princípios da lubrificação com filme fluido foram formulados por Osborne Reynolds em um extraordinário trabalho científico publicado em 1886. Aplicando os princípios hidrodinâmicos do escoamento laminar a uma geometria representativa da folga entre superfícies de um mancal radial, Reynolds mostrou que o movimento da superfície do eixo poderia gerar campos de pressão na película de óleo capazes de suportarem cargas consideráveis. Basicamente Reynolds demonstrou que quando um fluido viscoso é puxado para o interior de um de altura decrescente pela ação da velocidade superficial dos elementos do mancal, são geradas pressões capazes de suportar cargas. Esse importante conceito é conhecido como efeito cunha do lubrificante. Outros trabalhos do mesmo período e creditados a Stoke e Petroff contribuíram para o desenvolvimento de mancais hidrodinâmicos. A crescente demanda por mancais adequados às novas máquinas que surgiam exigiu um desenvolvimento extremamente rápido da teoria e prática da lubrificação hidrodinâmica. Desde o início do século XX, impulsionados pela demanda industrial, nosso conhecimento em todas as áreas da tribologia expandiu-se enormemente. Neste contexto, os mancais de elementos rolantes baseados em esferas que surgido em aplicações industriais por volta de 1700, alcançaram uma eficiência incomum. Eles são encontrados em uma ampla gama de tamanhos e oferecem, atualmente, uma solução muito econômica e flexível para muitos problemas de projeto tribológicos. Princípio esse que desde fins da década de 20 do século passado tem sido extendido ao movimento de translação através das guias lienares. Desenvolvimentos na qualidade e características de serviço de lubrificantes em muitos colaboraram para a solução de problemas tribológicos, mas o ritmos de nossa sociedade industrial exige maiores velocidades, cargas e precisões, muitas vezes em ambientes tão hostis como reatores nucleares e em veículos espaciais, necessitando de desenvolvimentos adicionais no assunto. Atualmente, considera-se normal que um motor de carro dure cerca de 150.000 quilômetros, enquanto a menos de 25 anos (verificar) atrás a vida esperada era de somente 1/3 deste valor. É interessante salientar, também, que um carro moderno contém acima de 2.000 contatos tribológicos, de modo que não é surpreendente que a tribologia seja um assunto de importância crescente para os engenheiros. A tribologia apresenta diferentes interesses nas diversas áreas do conhecimento tecnológico, com uma série de disciplinas científicas se ocupando de problemas tribológicos, tais como: • a ciência dos materiais, com o desenvolvimento de materiais tribológicos especiais; • a química, com o estudo de lubrificantes, aditivos e problemas de camada limite; _____________________________________________________________________________ 12 Tribologia EMC 5315 sentido de redução de emissão de poluentes, emissão de ruido e consumo de lubrificantes, os quais tem que ser descartados após certo período, levaram ao desenvolvimento de ludrificantes e sistemas de lubrificação mais eficientes. Preocupações com relação aos custos, tanto de produtos quanto de mão de obra, levaram novamente a preocupações tribológicas relativas a necessidade de se controlar o desgaste, eliminar a necessidades de paradas para manutenção, e a redução dos estoques de componentes de reposição, e a necessidade de aumentar a produtrividade por meio do aumento das velocidades das máquinas. O aumentos dos custos de mão de obra associado a um aumento nos requisitos de precisão dos componentes mecânicos, tem levado a necessidade de sistemas automatizados, onde a compreenção do atrito é vital para o estabelelcimento das leis e a formulação das estratégias de controle. Figura 1.6 – Economias apresentadas pelo Relatório Jost (Halling, 1983) _____________________________________________________________________________ 230 345 445 473 495 505 515 MENOR MANUTENÇÃO E REPOSIÇÃO MENOS PARADAS VIDA MAIS LONGA DAS MÁQUINAS MENOR DISSIPAÇÃO DE ENERGIA POR ATRITO ECONÔMIA DE INVESTIMENTOS ECONÔMIA DE LUBRIFICANTES ECONÔMIA DE TRABALHO [107 £ / ANO] 15 Tribologia EMC 5315 1.5 Soluções Tribológicas Talvez o efeito mais importante da introdução da palavra tribologia tenha sido criar uma visão de qualquer sistema pode ser orientada para o problema. A análise de qualaquer projeto mecânico onde haja a necessidade de suportar carga e promover deslocamento relativo entre partes, sempre levam a pergunta: “Qual é a melhor solução para o problema de suportar carga através da interface com atrito e desgaste aceitáveis?”. O pensamento clássico leva a uma solução via lubrificação fluídica, contudo as soluções de engenharia disponíveis para problemas tribológicos são mais amplas e complexas do que o simples uso de lubrificantes, conforme a figura 1.7. Figura 1.7 – Métodos de solução de problemas tribológicos (Leal, 1981) Onde: Figura 1.3 a – Contato a Seco. Neste caso escolhe-se materiais que apresentem características intrínsecas de baixo atrito e/ou boas características de desgaste, embora isto possa significar a aceitação de menores capacidades de carga, como por exemplo, quando materiais plásticos são empregados. Em muitos casos, é possível usar materiais com camadas superficiais de baixo atrito depositadas sobre substratos que preencham as exigências estruturais impostas a peça. Esse método é empregado nos casquilhos usados em motores de automóveis. Figura 1.3 b – Filmes Finos. Os Filmes Finos, também denominados de Filmes Químicos, podem ser aplicados para proteger as superfícies e, em parte, reduzem o contato íntimo dos materiais de base. Nesses sistemas, a estabilidade térmica dos filmes é importante devido às altas temperaturas localizadas que surgem nos pontos em que ocorre contato durante o _____________________________________________________________________________ (a) CONTATO SECO (b) FILMES QUÍMICOS (e) ELASTÔMEROS (c) SÓLIDOS LAMELARES (d) FILMES FLUIDOS (h) CAMPOS MAGNÉTICOS (f) TIRAS FLEXÍVEIS (g) ELEMENTOS ROLANTES 16 Tribologia EMC 5315 escorregamento. Exemplos, revestimento com cromo duro em eixos e mancais, e nitreto de titânio (TiN) em ferramentas de usinagem de geometria definida. Figura 1.3 c – Sólidos Lamelares. Recobrimentos sólidos das superfícies podem ser usados, desde que tenham baixa resistência ao cisalhamento, por exemplo camadas de metais moles, ou sólidos lamelares como grafite e dissulfeto de molibidênio. Estes últimos materiais tem uma estrutura em camadas, como um pacote de cartas de baralho, resistentes para cargas normais e frágeis ao longo de planos de 90o, facilitando o escorregamento. Figura 1.3 d – Lubrificação Fluídica. As superfícies com movimento relativo podem ser separadas com um filme fluido contínuo, este pode ser líquido, vapor ou gás, geralmente ar. Nesses sistemas deve se originar um pressão no filme fluido para resistir o efeito das cargas aplicadas. A pressão de sustentação pode ser originada pelo efeito do movimento relativo das superfícies, efeito cunha dos mancais fluido dinâmicos, ou por uma bomba externa, originando os mancais fluidostáticos. A ação hidrodinâmica é mais dependente da viscosidade do fluido do que a ação hidrostática. Em ambos os casos, uma ampla gama de fluidos como água, óleos, ar, ou mesmo metais líquidos em reatores nucleares, tem sido empregados com sucesso. Figura 1.3 e – Elastômeros. Em aplicações onde a amplitude do deslocamento transversal é muito pequena, as superfícies podem ser separadas por elastômeros colocados às duas superfícies. Esta pode ser uma excelente solução e um projeto alternativo é mostrado na figura 1.3 f, onde foram utilizadas tiras elásticas flexíveis (mancais de mola). Figura 1.3 f – Elementos rolantes. Uma das soluções tribológicas amplamente utilizadas é interpor elementos rolantes. Mancais de elementos rolantes ou de rolamento, apesar de apresentarem um projeto e um cálculo dimensional extremamente complexo, são o tipo de mancal antifricção mais amplamente utilizado na solução de problemas tribológicos, tanto pela forma simplificada de cálculo e seleção posta a disposição pelos fabricantes, quanto pelo nível de padronização encontrado no mercado. Nestes mancais, as superfícies com movimento relativo são separadas por um elemento rolante, o qual pode ser esférico, cilíndrico, cônico, na forma de barril ou de agulha. Nestes, os carregamentos são absorvidos pela deformação elástica de contato dos elementos rolantes junto aos anéis. Por isso, seu campo de utilização é limitado tanto pela rigidez possível de se obter quanto pelo baixo ou inexistente amortecimento, o que diminui sua precisão no deslocamento (Davidson,1972; Donaldson, 1981). Figura 1.3 g – Campos magnéticos. O suporte de cargas sem contato mecânico é possível através do uso de campos magnéticos. O funcionamento dos mancais magnéticos está baseado no princípio da atração ou repulsão mútua entre os pólos magnéticos. Os campos magnéticos controlados mantêm o elemento com movimento relativo suspenso, sem que ocorra contato metal-metal. Inicialmente empregados em instrumentos de medição (medidores de eletricidade), devido à excelente rigidez proporcionada por estes mancais, sua principal aplicação se dá em fusos de alta velocidade, onde pode-se atingir rotações entre 10.000 e 100.000 rpm. Apesar de nos mancais magnéticos não haver geração de calor por atrito mecânico entre as partes metálicas, esta se manifesta, e de forma excessiva, devido às correntes parasitas, o que torna necessário a utilização de refrigeração. Considerando essas possíveis soluções, o projetista pode agora, considerar fatores com a carga a ser suportada, a velocidade, a natureza do ambiente e qualquer limitação imposta ao atrito e ao desgaste, para chegar à resposta mais adequada ao seu problema de projeto. Até o momento, as superfícies foram consideradas como planos lisos que limitam os sólidos. Infelizmente, todas as superfícies em engenharia são mais complexas, apresentando geometrias com picos e vales e, também, propriedades físicas e químicas raramente uniformes _____________________________________________________________________________ 17 Tribologia EMC 5315 revestimento reativo, uma segunda camada, denominada de camada superficial interna, constituída principalmente de material encruado (resultado do processo) e/ou termicamente afetado, e a área não afetada, onde se encontra o material de base da peça. Peças ainda podem sofrer tratamentos mecânicos (ex.: tamboreamento, jateamento), térmicos (ex.: tempera, normalização) e químicos (ex.: nitretação) para alterar as propriedades da camada superficIal. Figura 2.2 - Topografia e camadas superficiais de uma peça usinada (Bethke,1997) 2.2 Avaliação da Textura Superficial (Rugosidade) Todas os processos de fabricação induzem em erros que são traduzidos sob a forma de desvios dimensionais e geométricos, sendo que nenhum processo de fabricação existente até o presente permite produzir superfícies perfeitamente lisas. Superfícies de peças, mesmo que aparentemente lisas, quando observadas em microscópio apresentam regiões com maior ou menor planicidade, a qual é definida como sendo rugosidade (DIN 4760). O desvio total entre a superfície real e superfície idealizada no projeto, é definido como sendo o desvio de forma da superfície, estes por sua vez podem ser grosseiros ou finos. Segundo a norma DIN 4760 esses desvios de superfície podem ser classificados em seis ordens, conforme a Tabela 2.1. A maioria das técnicas de medição dos desvios de superfície se atem aos desvios de 2a ordem ou superiores. As pesquisas sobre tópico Determinação da Qualidade Superficial começaram em 1934 quando o engenheiro alemão Gustav Schulz desenvolveu um perfilômetro simples capaz de registrar e armazenar os desvios em uma determinada linha de uma superfície. O perfilômetro de Schulz serviu de base para os atuais rugosímetros de contato mecânicos amplamente difundidos em laboratórios e oficinas (Stout,1997) Tabela 2.1 - Desvios de forma de superfícies técnicas - DIN 4760 (Spur, 1996) DESVIOS DE FORMA (REPRESENTADO NUMA SEÇÃO DE PERFIL) EXEMPLO PARA OS TIPOS DE DESVIOS EXEMPLO PARA A CAUSA DA ORIGEM DO DESVIO 1A ORDEM: DESVIO DE FORMA NÃO PLANO OVALADO DEFEITO EM GUIAS DE MÁQUINAS- FERRAMENTAS, DEFORMAÇÕES POR FLEXÃO DA MÁQUINA OU DA PEÇA, FIXAÇÃO ERRADA DA PEÇA, DEFORMAÇÕES DEVIDO A TEMPERATURA, DESGASTE 2A ORDEM: ONDULAÇÃO ONDAS FIXAÇÃO EXCÊNTRICA OU DEFEITO DE FORMA DE UMA FRESA, VIBRAÇÕES DA MÁQUINA-FERRAMENTA, DA FERRAMENTA OU DA PEÇA _____________________________________________________________________________ DIREÇÃO DE CORTE CAMADA REATIVA FILME DE LUBRIFICANTE/GRAXA CAMADA NÃO AFETADA MATERIAL BASE TRINCAS, INCRUSTAÇÕES, ETC. (H (( CAMADA SUPERFICIAL EXTERNA CAMADA SUPERFICIAL INTERNA 20 Tribologia EMC 5315 3A ORDEM: DESVIO DE FORMA RANHURAS FORMA DO GUME DA FERRAMENTA, AVANÇO OU PROFUNDIDADE DE CORTE 4A ORDEM: DESVIO DE FORMA ESTRIAS ESCAMAS RESSALTOS PROCESSO DE FORMAÇÃO DE CAVACO (CAVACO ARRANCADO, CAVACO DE CISALHAMENTO, GUME POSTIÇO DE CORTE), DEFORMAÇÃO DO MAterIAL POR JATO DE AREIA, FORMA RESSALTOS POR TRATAMENTO GALVÂNICO 5A ORDEM: DESVIO DE FORMA NÃO MAIS REPRESENTÁVEL GRAFICAMENTE EM FORMA SIMPLES ESTRUTURA PROCESSO DE CRISTALIZAÇÃO, MODIFICAÇÃO DA SUPERFÍCIE POR AÇÃO QUÍMICA (EX: DECAPAGEM), PROCESSO DE CORROSÃO 6A ORDEM: DESVIO DE FORMA NÃO MAIS REPRESENTÁVEL GRAFICAMENTE EM FORMA SIMPLES ESTRUTURA RETICULADA DO MAterIAL PROCESSOS FÍSICOS E QUÍMICOS DA ESTRUTURA DO MAterIAL, TENSÕES E DESLIZAMENTOS NA REDE CRISTALINA. POSIÇÃO DOS DESVIOS DE FORMA DE 1A E 4A ORDEM 2.3 Parâmetros Superficiais O perfil de uma superfície pode ser definido como a linha produzida pela apalpação de uma agulha sobre uma superfície. A medição de uma superfície através de um sistema mecânico de apalpação produz uma linha conforme a figura 2.3 [Koenig, 1998. Stouts,1996]. Figura 2.3 – termos básicos para a medição de uma superfície A - Rugosidade Rt A rugosidade Rt é definida como sendo a distância entre o perfil de base e o perfil de referência, ou seja a maior distância medida normalmente ao perfil geométrico ideal. _____________________________________________________________________________ Rt R p X 21 Tribologia EMC 5315 Figura 2.4 – Definição da rugosidade Rt e Rp A norma VDI/VDE 2601 não recomenda o uso de Rt devido a seu uso errôneo no passado, onde foi utilizado como sinônimo de Rz, Rmax, entre outros. Alguns autores definem Rt como sendo a distância vertical entre o ponto mais elevado e o mais profundo do perfil de rugosidade, também conhecida como rugosidade pico/vale. B - Profundidade de Alisamento Rp A Profundidade de Alisamento Rp é definida como o afastamento médio de perfil real, sendo igual ao afastamento do perfil médio do perfil de referência, e é calculado com base na equação a seguir: Rt=∫x=0 x=1 1 l y i dx (2.1) C - Rugosidade Média Ra A Rugosidade Média Ra é definida como sendo a média aritmética dos valores absolutos dos afastamentos hi do perfil médio, sendo definida pela equação a seguir: Ra= 1 l ∫x=0 x=1 ∣hi∣dx (2.2) Figura 2.5 – Definição da rugosidade Ra D - Rugosidades Singulares Zi (com i=1,5): A rugosidade singular é definida como sendo a distância entre duas linhas paralelas a linha média (perfil médio), as quais tocam os pontos máximos e mínimos dentro do trecho selecionado de medição singular (i), que tangenciam o perfil de rugosidade no ponto mais elevado e mais baixo. Figura 2.6 – Definição das rugosidades singulares e do parâmetro Rz _____________________________________________________________________________ 22 Tribologia EMC 5315 As soluções de projeto variam muito entre os rugosímetros mecânicos, principalmente nos mecanismos de amplificação do movimento, da forma de integração com sistemas eletro- eletrônicos ou eletromecânicos, na maneira de tratar e armazenar os dados, e na forma de apresentar os resultados. A principal limitação dos sistemas mecânicos está na incapacidade do apalpador em penetrar em vales muito pequenos, ou deste riscar a superfície quando em deslocamento, além de problemas inerentes aos sistemas mecânicos em processar e amplificar micro- deslocamentos (problema de sensibilidade). Os apalpadores mecânicos apresentam grande versatilidade, e são capazes de proporcionar muitas informações sobre a qualidade em uma ampla faixa de superfícies, além de poderem apresentar resultados de rugosidade de várias formas. Contudo os processos com apalpadores mecânicos apresentam uma série de limitações, as quais podem ser listadas: • técnica muito lenta; • a força de medição dos apalpadores podem em alguns casos danificar a superfície; • limitação quanto a área de medição. Como vantagens os processos dotados de apalpadores mecânicos apresentam: • versatilidade de acomodação a diversas formas; • alta amplitude de resolução na direção vertical; • alta amplitude espacial. • Microscopia de varredura: A microscopia de varredura é uma outra versão dos instrumentos com apalpadores. Também denominados de Microscópios de Tunelamento de varreduta (Scanning Tunnelling Microscope – STM) ou Microscópios de Força Atômica (Atomic Force Microscope -AFM), estes apesar de não aparentarem, apresentam muito em em comum com os instrumentos com apalpadores mecânicos. A diferença básica está que em vez de medir a geometria da _____________________________________________________________________________ Com Referência Flutuante Com Referência Fixa 25 Tribologia EMC 5315 superfície, esses medem valores de densidade de carga, força e etc., na superfície. (Whitehouse, 1994). Apesar de terem uma resolução teórica de um átomo, as interferência proveniente de vibrações e efeitos do meio não permitem que esta seja alcançada, limitações nos sistemas de varredura eletrônica está na área possível de ser analisada, em geral na ordem de alguns micrométros. Figura 2.9 – Princípios de operação dos sistemas de varredura eletrônica. • Princípio de Medição Óptica. As vantagens e desvantagens dos métodos de avaliação de superfícies com apalpadores mecânicos foram apresentadas no item anterior, porém as deficiências deste método podem ser superadas através de outras técnicas, tais como a óptica. Por ser uma técnica de medição sem contato esta permite a obtenção de parâmetros de rugosidade, forma, aplicação de filtros (FFT), levantamento da curva de sustentação, tudo em 2-D ou 3-D, além de dados estatísticos. Em função da pequeno diâmetro focal (cerca de 1mm), este método permite a obtenção de informações bem mais precisas do que pelo método mecânico. O princípio de funcionamento esta baseado no ajuste contínuo do foco sobre a superfície, e a comparação das variações das distâncias focais sucessivas com a referência, conforme a figura 2.10. Figura 2.10 – Princípio de operação de um rugosímetro óptico • Princípio de Medição Elétrica A medição elétrica da qualidade de uma superfície pode seguir diversos princípios de medição tais como a variação da resistência ôhmica, variação capacitiva, indutiva ou na diferença de potencial entre as superfícies. A medição seguindo o princípio ôhmico, ou a _____________________________________________________________________________ Armação Diferença de Potêncial Apalpador Sensor de Deslocamento  DDP 1 DDP 2 DDP 1 < DDP 2 Objetiva Referência Colimador 26 Tribologia EMC 5315 variação da resistência, é muito aplicado na medição de deformações com extensômetros, todavia para a medição da qualidade de superfícies este princípio não é muito utilizado. O princípio de medição indutiva é mais aplicado na medição de deslocamentos ou comprimentos. O método capacitivo de medição de superfície apesar de ser um contemporâneo histórico dos métodos mecânicos, este não foi adiante devido a praticidade de selecionar um sensor compatível com a superfície. Normalmente estes sensores são mais utilizados como sensores de proximidade. Figura 2.11 – Princípio de operação de rugosímetros elétricos capacitivos • Princípio de Medição Pneumática Tal como o método capacitivo de medição de superfícies, o método pneumático tem estado em uso por muito anos. A medição pneumática de superfícies pode ser baseada em dois princípios, um dependente do fluxo de ar, e outro na queda de pressão na câmara pela variação do ar que escapa em função das variações na superfície. A variação na fenda de medição decorrente do movimento relativo entre a superfície do orifício de saída e superfície da peça, provoca variações do fluxo de ar ou variação de pressão, a figura 2.12 apresenta uma visão esquemática do princípio de medição pneumática. Figura 2.12 – Princípios de operação de rugosímetros pneumático Apesar de aparentemente complicado, este método apresenta muita aplicação na verificação de variações dimensionais e qualidade superficial de furos na industria, graças ao grau de automatização possível de se obter com este processo. 2.6 Relação entre Processos de Fabricação, Tolerâncias e Acabamento Superficial Com o objetivo de transformar matéria prima em peças acabadas, com tolerâncias _____________________________________________________________________________ Plano Capacitivo Linha de Centro da Superfície Lx Z C = k (A/z) A = Lx.Ly Sensor Fluxo de Ar Fenda de Medição Tubeira Câmara 27 Tribologia EMC 5315 ATRITO 3.1 Introdução Atrito e gravidade são as duas forças com as quais os engenheiros se deparam com mais freqüência ao longo do desenvolvimento de projetos mecânicos, contudo essas são ainda as forças da natureza menos compreendidas. Ao longo dos últimos séculos esforços combinados de engenheiros, cientistas e pesquisadores tem fracassado em responder questões a respeito suas origens e natureza. Tal como o fogo ou a energia nuclear, o atrito é extremamente útil e importante em algumas circunstâncias e exerce uma função vital em freios, embreagens, acoplamentos e nas propriedades anti-derrapantes dos pneus. Embora em outras situações seja altamente indesejável, e muito do estudo da tribologia esta concentrado sentido de minimizar seus efeitos. Para definirmos atrito podemos tomar por base a mais elementar das situações de movimento, ou seja, dois corpos deslizando um sobre o outro, neste a resistência ao movimento é chamada de atrito. Isto pode ser ilustrado por um experimento simples, se colocarmos um corpo sólido sobre uma superfície, a esse fixarmos de forma rígida uma escala de mola, e imprimirmos uma força F, podemos obter um registro da variação da força com o movimento, conforme a figura 3.1. Figura 3.1 - Experimento para determinação da força de atrito Aplicando uma força F no corpo B, e realizando leituras da força f no dinamomentro de mola, observa-se que f aumenta proporcionalmente com o aumento de F, até o momento em que ocorre o escorregamento. Uma vez iniciado o escorregamento entre os blocos, o valor de f sofre uma pequena queda, permanecendo constante e independente da força F, que atua sobre o corpo B (Levinson,1968) Observando a relação entre as forças f e F, conforme o gráfico da figura 3.1, pode-se extrair que a relação entre a máxima força de atrito que age na interface das duas superfícies e a força normal é denominada de coeficiente de atrito estático. e= f max N (3.1) _____________________________________________________________________________ af a Diagrama de corpo livre N f FORÇA APLICADA - F LE IT U R A N A E S C A LA - f 1 1 A f máx. Af escorregamento Dinamômetro de Mola Massa L F A B 30 Tribologia EMC 5315 Já o coeficiente de atrito dinâmico é definido como a relação entre a força de atrito e a força aplicada d= f esc N (3.2) Essas relações são conhecidas a muitos anos e permanecem aceitáveis para muitos propósitos. Se a força normal N ou a velocidade tornarem-se tão excessivamente grandes, estas relações falham em virtude do calor gerado. Apesar do coeficiente de atrito ser assumido como constante, atualmente se sabe que mesmo o coeficiente para atrito seco é sensível a muitas influências. O atrito de escorregamento ocorre quando se estabelece o movimento relativo entre duas superfícies que estejam em contato. Esse ocorre que seja o corpo sólido, líquido ou gasoso, apesar de que em fluidos os termos viscosidade ou atrito viscoso serem mais utilizados. Deve-se notar ainda que em certas circunstâncias o atrito de escorregamento pode ocorrer e terá pouca influência. Para fins práticos  é um conceito muito útil para situações onde o contato elástico é predominante, mas tem valor limitado quando se tem processo de deformação. 3.2 Atrito no Nível Molecular Em última análise as forças de atração e repulsão entre átomos e moléculas são a origem do atrito. As forças moleculares são compreendidas, ou explicadas, em sua totalidade pela mecânica quântica. A força entre dois átomos pode ser mostrada pela figura 3.2, onde a força F é expressa em função da distância r entre ambos. Figura 3.2 - Força entre dois átomos em função de suas distâncias de separação A força de atração entre átomos é dada por: F= k r7 (3.3) onde k é uma constante que depende das moléculas. A equação 3.3 embora seja válida somente para moléculas apolares, onde as cargas elétricas estejam perfeitamente balanceadas, esta serve para demonstrar porque átomos se mantém ligados formando moléculas e assim por diante. _____________________________________________________________________________ REPULSÃO FO RÇ A - F ATRAÇÃO F = k/r7 DISTÂNCIA - r d 31 Tribologia EMC 5315 Um dos exemplos mais comum na engenharia mecânica de atração molecular esta na montagem de blocos padrão para metrologia. Os blocos padrão caracterizam-se por terem elevada exatidão dimensional, geométrica e superfícies com alta qualidade superficial, obtida por lapidações sucessivas. Se um bloco padrão é escorregado sobre outro com muito cuidado, a elevada planeza das superfícies permite a adesão dos blocos através da atração entre átomos de ambas as superfícies em contato (Feynmann, 1977). 3.3 Conceito de Área de Contato Real Quando colocamos duas superfícies em contato, somente algumas regiões na sua superfície estarão em contato, ao passo que outras estarão afastadas. Nosso desejo é determinar quais átomos interagem fortemente como os átomos correspondentes da outra superfície, e quais não. É sabido que a distâncias muito pequenas forças atômicas muito fortes se estabelecem, em geral, distâncias na ordem de angstrons (10-10 m), o que representa o tamanho médio dos átomos. Assim é possível simplificar o problema assumindo que todas as interações ocorrem nestas regiões onde ocorre nos contatos atômicos. Estas regiões são denominadas de junções, e a soma das áreas destas junções constituem a áreal real de contato - Ar. A área de interferencia total consiste da área real de contato e da área que aparenta estar em contato, mas não está, ou seja, é uma área de contato aparente – Aa. Figura 3.3 – Vista esquemática de uma interface entre duas superfícies 3.4 Leis Quantitativas do Atrito O coeficiente de atrito  pode ser considerado constante, desde que sob determinadas condições de escorregamento, as influências para um dado par de materiais e condições de lubrificações, de preferencia sem lubrificação, sejam mantidas as mesmas. As leis clássicas do atrito podem ser descritas como se segue:  A força de atrito é proporcional a força (ou carregamento) normal;  A força de atrito é independente da velocidade de escorregamento; e  A força de atrito é independente da área de contato aparente. As duas primeiras leis descrevem o atrito essencialmente como um contato elástico. Essas duas leis remontam a Leonardo Da Vinci(1452-1519) e ao físico frances Guillaume Amontons (1699). Coulumb (1781) distinguiu o atrito estático do dinâmico, observando que a força para manter um corpo em movimento era menor do que aquela necessária para inicia-lo. _____________________________________________________________________________ A a } A r Junção 32 Tribologia EMC 5315 Como exemplo podemos citar o caso de superfícies altamente polidas, como as encontradas em mancais de rolamento, onde a Ar é dada pela equação de Hertz para deformação elástica: Ar=2,9[Lr E1E2 E1E2 ] 2 /3 (3.10) assumindo o coeficiente de Poisson () para ambas as superfícies como sendo 0,3. Uma situação similar ocorre quando um dos materiais em contato é um elastômero. ➔ A equação 3.9 também não apresenta validade quando as forças tangenciais ocorrem em conjunto com as forças normais. Embora seja o caso mais comum, existente em todas as situações de escorregamento, esta condição não foi ainda perfeitamente compreendida. Pela ação do carregamento normal a junção sofre deformação até atingir uma situação de equilíbrio. Ao ser aplicada uma carga tangencial, ocorre um movimento tangencial na junção, que tem o efeito de aumentar a área de contato, de modo a manter a situação de equilíbrio, na nova condição. Se a força tangencial cresce continuamente, o correspondente aumento da área de contato pode ser insuficiente para manter o equilíbrio estático e o movimento de escorregamento tem início, figura 3.6. Figura 3.6 – Variação da Area real com a força tangencial (Rabinowicz,1995) Em uma situação típica, a área inicial de contato antes do início do escorregamento pode atingir até três vezes o valor anterior à aplicação da força tangencial. • Valores típicos para relação área de contato real e aparente (Ar/Aa) Ao apoiarmos duas superfícies planas, o contato se dará em um número restrito de junções, cuja a soma fornece a área real de contato - Ar. Essa relação entre a área de contato real e aparente (Ar/Aa) dependerá do estado da superfície, do rigor geométrico das peças e da carga atuante L sobre as superfícies. A tabela 3.1 apresenta valores típicos para a relação Ar/Aa. Tabela 3.1 – Valores típicos para a relação Ar/Aa segundo Bowden. Carga (kgf) Aa (cm2) Ar (cm2) 1/k 500 21 0,05 0,0025 100 21 0,01 0,0005 5 21 0,0005 0,000025 2 21 0,0002 0,00001 _____________________________________________________________________________ L F A r A r + A r Fo rç a de C is al ha m en to Distância de Escorregamento Ar ea d e co nt at o - A r Distância de Escorregamento L/P 35 Tribologia EMC 5315 A figura 3.7 apresetna uma visão gráfica mostrando a relação geométrica da reação entre a Área Real e Área Aparente (Ar/Aa) para diferentes carregamentos aplicados sobre o corpo. Figura 3.7 – Visão gráfica entre da relação geométrica entre Ar/Aa 3.5.1.1 Teoria da Adesão Simplificada Esta simplificação da teoria de adesão é baseada nos trabalhos de Bowden e Tabor, estes consideram que quando superfícies metálicas são postas em contato, as junções ocorrem somente nos picos das asperezas. Esta consideração implica em que área real de contato é pequena, a pressão nas asperezas em contato é suficientemente elevada para causar deformação plástica. Essa deformação (escoamento) ocasiona um aumento na área de contato até qua a área real de contato seja o suficiente para suportar a carga, figura 3.8. Sob estas condições, L=Ar Pe (3.11) onde: Ar = área real de contato; Pe = pressão de escoamento; L = carregamento na direção normal. Sendo Pe = 3.e (dureza dos materiais) Figura 3.8 – Contato em um pico de aspereza superficial Os picos sofrem deformação plástica até que as áreas de contato tenham crescido o suficientemente para suportar a carga. Nas regiões de contato íntimo entre metais, Bowden e Tabor consideram que ocorre forte adesão, e que as junções tendem a sobrer um caldeamento (soldagem a frio). Se a tensão e é a força por unidade de área de contato necessária ao _____________________________________________________________________________ Área Aparente (A a ) (Superfície Geométrica) ➔Para 5 kgf ➔Para 100 kgf ➔Para 500 kgf P o L 36 Tribologia EMC 5315 cizalhamento da junção, ou seja e é a tensão cisalhante necessária para causar o escoamento e a fratura final, e F é a força de atrito, temos: F=Are (3.12) F=L e Pe (3.13) então: =F L (3.14) = e Pe (3.15) Desta forma a teoria simplificada fornece uma explicação às duas primeiras leis do atrito, ou seja, que o atrito independe da área aparente de contato e que a força de atrito é proporcional ao carregamento na direção normal. A relação e/Pe é razoavelmente constante para vários pares metálicos, e justifica porque o coeficiente de atrito varia pouco para uma ampla gama de metais, enquanto suas propriedades mecânicas, como por exemplo dureza, variam de várias ordens de grandeza. No caso de dois metais de alta dureza sujeitos a movimento relativo, Pe é elevado, Ar é pequena e e é elevado. Para metais moles, tanto Pe quanto e são baixos, e Ar é grande. Uma maneira de conseguir baixo coeficiente de atrito é depositar um filme fino de metal mole sobre a base metálica dura. Dessa forma, a capacidade de suportar carga é devida ao substrato, com pressão de escoamento Pe. Entretanto, o cisalhamento ocorre na camada superficial do material mole e deve-se usar a tensão de escoamento ao cisalhamento do material mole, com:  » e (mateiral mole) / Pe (material duro)   baixo. 3.5.1.2 Discussão Sobre a Teoria da Adesão Simplificada Não existe dúvida que o caldeamento (soldagem a frio) das junções pode ocorrer durante o atrito de metais. Para superfícies de metais limpas em alto vácuo são registradas adesões muito fortes, com elevado coeficiente de atrito. Para metais atritando em condições atmosféricas normais, verifica-se também a adesão e a transferência (ou arranque) de fragmentos metálicos. Entretanto, a teoria de adesão simplificada tem sido criticada por se mostrar inadequada quando se compara valores de coeficiente de atrito fornecidos por ela com valores obtido experimetalmente. Para a maioria dos metais e varia aproximadamente de 1/5 a 1/6 de Pe (Pe = 3* e ; e = 0,5 * e ) e a teria simplificada fornece, para estes materiais valores de  = 0,1. Muitas combinações de pares metálicos, em condições normais, apresentam um coeficiente de atrito superior a 0,5 e metais em alto vácuo apresentam valores bem mais elevados de . Isto levou Bowden e Tabor a repensar algumas considerações na teoria de adesão simplificada, e a desenvolver uma modificação da mesma teoria, com considerações mais realistas do atrito para a condição de adesão. _____________________________________________________________________________ 37 Tribologia EMC 5315 pela maioria dos trabalhos no campo de atrito, podemos apresentar algumas das críticas mais difundidas a esta teoria. ➢ A teoria divulga que o atrito é indepente da rugosidade, o que se opõe ao senso comum e a experiência. Fato que sendo senso comum ou não, rugosidade muito acentuadas (grosseiras) apresentem elevado atrito, pois o escorregamento nestas tem que sobrepassar também as elevações, superfícies muito lisas tendem a apresentar coeficientes de atrito ainda maiores por causa do aumento da área de contato. ➢ Não é aparente como como fortes junções entre os materiais em contato, tão fortes como soldagens, são produzidas, pois a temperatura de contato na maioria dos casos é baixa, não propiciando condições para difusão de átomos entre as superfícies, e o alinhamento entre os átomos das superfícies são muito pobres. Esta objeção tem perdido muita força com as modernas pesquisas no campo da adesão, que mostram que materiais limpos tais cmo por exemplo o alumínio, adere muito forte quando pressionado de forma a quebrar a camada de óxido e outros contaminantes na superfície. ➢ Uma das mais importântes críticas é que apesar de fortes adesões seja postulada na teoria, é fato que se a força normal que pressiona a superfícies é removida, esta adesão não pode ser detectada. Como as junções sofrem tanto deformações plásticas quanto elásticas, a remoção da força normal separa a maioria das junções pelo efeito de ação de mola dos picos. ➢ Objeções são apresentas quando no campo dos materiais frágeis não metálicos, nos quais não ocorrem deformações plásticas, e apresentam propriedades de atrito similares as dos metais. Esta argumentação perde validade quando percebemos que os materais na interface estão submetidos a elevadas pressões compressívas e que os materiais frágeis se deformam plasticamente sob estas elevadas tensões compressívas. ➢ Existem objeções baseadas no tocante a magnetude da força de atrito. É sabido que para a maioria dos materiais a tensão cisalhante  é de cerca de ½y, tensão plástica de colapso, e a dureza de penetração p é de cerca y. Assim a relação s/p tem um valor de cerca de 1/6, muito próxima dos valores atuais de atrito, o que de acordo com a equação (3.15) deveria ser igual a /p, são na verdade cerca de 0,4, ou de duas a três vezes maiores do que /p. 3.6 Outras Contruições a Força de Atrito Foi demonstrado que a principal resistência ao movimento surge da necessidade de cisalhar as fortes adesões dos átomos das superfícies dos materiais em contato. Apesar de isso quase sempre acontecer para 90%, ou mais de todas as forças de atrito, existe inúmeros outros fatores que devem ser considerados. a) A componente rugosidade. Esta surge da necessidade das asperezas das superfícies subirem umas sobre as outras. Se a aspereza tem uma inclinação q, uma contribuição ao coeficiente de atrito será produzida em função da tangente de q. A figura 3.10 apresenta um diagrama e corpo livre para uma aspereza escorregando para cima em uma superfície inclinada. Posteriormente haverá uma componente negativa de atrito, pois q pode tanto assumir valores positivos quanto negativos. Figura 3.10 - Diagrama e corpo livre para uma aspereza em uma superfície inclinada _____________________________________________________________________________ 40 Tribologia EMC 5315 Da figura anterior (3.10) temos: F=N sen (3.25)  L=N cos (3.26) F r= F N =tan (3.27) ou seja, a componente Fr decorrente da aspereza é igual a tangente de i. Figura 3.11 – Vista esquemática do escorregamento entre duas superfícies ásperas Com base na figura 3.11 podemos concluir que na região coexistem tantos ângulos q positivos quanto negativos, e que na soma destes contatos tendem a se cancelar a elevação do atrito devido a rugosidade. O que permanece é que a rugosidade tende a contribuir com cerca de 0,05% de todo o coeficiente de atrito, representando uma força flutuante superposta as componetentes principais da adesão na força de atrito. Uma aparente excessão a regra que a rugosidade tem pouco efeito sobre o atrito, algumas vezes falha para superfícies lubrificadas por líquidos. Para certas velocidades uma superfície suave pode proporcionar uma condição de lubrificação hidrodinâmica (f muito pequeno), enquanto que para superfícies muito ásperas temos o caso de lubrificação limite (f muito alto). A figura 3.12 apresenta uma comparação do atrito em função da velocidade do fluido lubrificante entre superfícies com deslocamento, a velocidades próximas a vc, superfícies lizas apresentam lubrificação fluida plena, ao passo que superfícies ásperas tendem a ter lubrificação limite ou falha. Figura 3.12 – Lubrificação hidrodinâmica em função da qualidade superficial _____________________________________________________________________________  1  2  5  4  3 6  L F N 41 Tribologia EMC 5315 b) A componente de arranque de material . Se uma superfície dura com asperezas afiadas esta escorregando sobre uma superfície mole, estas tendem a ficar cravadas na superfíce mole durante o deslizamento, produzindo um arranhão, similarmente a um plainamento. Assim, a energia de deformação representada pelo arranhão deve ser fornecida pela força de atrito, a qual vai a partir daí ser maior do que se o arranhão não estivesse sendo produzido. Novamente se produz uma adição a força de atrito. Um cálculo simples pode ser feito assumindo a aspereza como tendo forma de cone de ângulo , conforme a figura 3.13. Figura 3.13 – Vista esquemática de um cone pressionado contra uma superfície plana Esse cone é precionado para dentro da superfície, e durante o deslocamento temos a resistência ao movimento é composta pela pela resistência ao cizalhamento e a resistência de remoção. A resistência a remoção é gerada da deformação plástica do material mais mole durante o deslocamento da seção de cone encrava nesse (Halling, 1983; Rabinowicz, 1995). F=ApvcAphe (3.28) onde: Apvc é o termo responsável pela parcela de adesão, e A phe é o termo responsável pela parcela de remoção ou deformação. A duas forças resistêntes são obtidas a partir das áreas projetadas vertical e horizontal, que são dadas por: _____________________________________________________________________________ Lo g. A tri to Log. Velocidade Superfície Aspera Superfície Liza  F L A ph 2 r A pv -h 42 Tribologia EMC 5315 O coeficiente de atrito é baixo, normalmente na faixa de 0,7 a 0,3. O coeficiente de atrito é muito estável ou do tipo stick-slip regular, em que a força de atrito flutua de modo regular entre dois extremos bem definidos, figura 3.16. Figura 3.16 – Comportamento moderado do atrito (stick-slip) Uma inspeção da superfície revelará um grande número de linhas finas onde pequenas saliências de uma superfície riscam sulcos na outra, conforme a figura 3.17. Partículas pequenas (com diâmetro normalmente abaixo de 25 microns. (Obs. 1 micron  1 micrometro) são transferidas de uma superfície para a outra. Figura 3.17 – Marcas típicas produzidas por atrito moderado (Rabinowicz, 1995) A figuira 3.17 apresenta as marcas típicas de uma superfície de cobre submetida a condições de atrito moderado contra uma superfície de aço. Como regra geral, atrito severo ocorre quando as duas superfícies em escorregamento são do mesmo metal, ou quando consistem de metais bastante similares, que tenham habilidade em formar ligas, ou que haja solubilidade dos átomos de um na estrutura atômica do outro (forte interação atômica). O atrito de cobre em cobre, por exemplo, é elevado, acima de 1,0, porque o mesmo metal é usado nas duas superfícies. Alumínio no ferro ou em aço de baixo carbono, fornece atrito também elevado, valores de 0,8 e acima, porque esses dois metais interagem fortemente formando uma grande quantidade de compostos intermetálicos. Ambos os sistemas ocasionam dano superficial severo. Onde os metais são diferentes e com pequena afinidade, prevalece o atrito moderado. A prata em ferro ou aço de baixo carbono dá valor de coeficiente de atrito da ordem de 0,3, porque esses dois metais não se ligam e não formam compostos intermetálicos. _____________________________________________________________________________ 0,3 0,4 0,5 0,2 0,1 0,6 C oe fic ie nt e de a tri to - f Distância 45 Tribologia EMC 5315 As regras gerais acima sofrem modificações em algumas circunstâncias especiais. Nota-se que o atrito severo ocorre quando um dos elementos é muito mole ( por ex. chumbo ou índio) quando comparado ao outro. Isto ocorre porque o metal mais mole desgastando, cobre o outro com uma camada de seus próprios fragmentos, e o sistema de escorregamento se transforma em um metal mole deslizando sobre si próprio. Além dos metais muito moles, alguns metais duros apresentam o mesmo efeito (por ex.titânio, zircônio e as vezes o zinco). Nota-se, também, em segundo lugar, que metais duros como o ferro, cromo e níquel não apresentam sempre atrito severo, mesmo quando deslizam contra si mesmo. Isto ocorre, principalmente, na presença de atmosfera úmida, quando o filme de mistura absorvido na superfície do metal age como um lubrificante. Com os metais moles, entretanto, condições de atrito severo ocorrem tanto em atmosfera seca quanto úmida. 3.7 Atrito em Não Metais Não metais apresentam características de atrito bastante diferentes dos metais. Essas diferenças se devem, basicamente, ao fato que metais apresentam superfícies que, quando nuas, tem alta reatividade com o oxigênio e vapor d’água do ar, e, também, tem elevada energia superficial, de tal modo que filmes contaminantes (graxos ou gasosos) tendem a ser fortemente absorvidos por elas. Consequentemente, o coeficiente de atrito de metais pode variar bastante, dependendo do estado de limpeza das superfícies, e é importante saber se os metais estão cobertos por um filme graxo, por um filme de óxido, ou não apresentam filme de qualquer espécie. Por outro lado, a ocorrência de contaminação em não metais é menos importante. A formação de óxidos não ocorre na maioria dos casos e filmes de outros tipos, que geralmente alteram as características de atrito de metais, muitas vezes não afetam essas características nos não metais. Um fator importante a considerar quando se analisam as características de atrito de não metais é que, ao contrário dos metais que formam uma classe homogênea, não metais variam muito entre si, incluindo substâncias completamente diferentes, como diamante, borracha, concreto, couro, nylon, grafite, madeira, e gelo. Apesar dessa grande diferença, entretanto, verifica-se que as características de atrito de não metais são bastante uniformes, de modo que se pode considerar um comportamento médio típico quanto ao atrito, e analisar como substâncias individuais divergem dessa média. Quando não metais não lubrificados escorregam entre si mesmos, geralmente apresentam um coeficiente de atrito dinâmico (na faixa de velocidade de 1 a 100 cm/s) de 0,4 a 0,3, e um coeficiente de atrito estático (tempo de contato de 1 a 100 Seg.) na faixa de 0,6 a 0,4. O dano superficial e o desgaste são moderados, ou seja, menos que metais limpos de dureza comparável. Naturalmente, não metais moles apresentam dano superficial e desgaste maiores do que não metais duros, quando submetidos a condições semelhantes de carga e distância percorrida. Não metais, geralmente, tem coeficiente de atrito diminuído, de cerca de 0,1, quando umidecidos. Quando não metais escorregam em outros materiais, metais ou não metais, verifica-se que as características de atrito tendem a ser às do material mais mole que a natureza do material mais duro faz pouca diferença. Isto acontece porque o material mais duro, na maioria dos casos, fica coberto pelas partículas do mais mole, de modo que o sistema de escorregamento se transforma no material mais mole escorregando em si mesmo. Não metais geralmente obdecem as leis do atrito de escorregamento. Existe, entre- tanto, um certo número de divergências em relação ao comportamento médio citado anteriormente, quase todos explicados por peculiaridades nas propriedades mecânicas. Os seguintes são típicos: _____________________________________________________________________________ 46 Tribologia EMC 5315 • Diamante . O diamante é a substância de maior dureza na natureza e apresenta um baixo coeficiente de atrito. O baixo coeficiente resultante do do deslocamento relativo entre duas superfíces de diamante, ou mesmo contra a superfíce de outros materiais, torna-o de grande interesse como material de mancais em instrumentos. Entretanto, esse baixo atrito é devido a filmes adsorvidos por sua superfície (em geral oxigênio molecular), e que para superfícies desgaseificadas (outgassed) leva o atrito a aumentar de 0,05 a cerca de 0,4. Outra peculiaridade do diamante é que, quando escorrega contra si mesmo, não obedece as leis de atrito já que a força de atrito varia com uma potência 0,8 da carga aplicada, em lugar de 1,0. Este comportamento anômalo se deve à dureza elevada, quando um diamante é pressionado contra outro a deformação nas superfícies é elástica e não plástica. O diamante é, também, incomum quando apresenta anisotropia em relação ao atrito. Em uma superfície de diamante é necessária uma força de atrito bem mais elevada para ocasionar escorregamento em determinadas direções do que em outras (direções de baixo atrito). • Politetrafluoretileno – PTFE (teflon) . Este plástico é conhecido por sua elevada inércia química devida a forte ligação carbono-fluor em sua estrutura. Além disso, verifica-se que ele tem energia superficial muito baixa. Consequentemente, o teflon tem um toque escorregadio e apresenta tendência muito pequena para formar ligações fortes com outros materiais. Com isso, seu coeficiente de atrito é muito baixo, tendo-se observado valores tão baixos quanto 0,04, sob cargas elevadas e baixas velocidades de escorregamento (recomendado, então, para situações em que o fenômeno stick-slip pode ocorrer – ver mais adiante). • Grafite , D issulfeto de Molibdênio (Molikote) e Iodeto de Cádmio . Estas substâncias são muito diferentes em sua composição, tipos de ligações químicas, e propriedades gerais, mas todas tem uma coisa em comum, uma estrutura atômica em camadas. Isto significa que sua estrutura cristalina apresenta-se em camadas, no interior das quais os átomos estão fortemente ligados mas que estão separadas por distâncias relativamente grandes, mantendo-se unidas por forçasresiduais fracas. Por exemplo, no grafite, uma forma cristalina de carbono, a distância entre os átomos dentro da camada é 1,4.10-8 cm, enquanto que entre camadas é de ordem de 3,4.10-8cm, Figura 3.18. Em conseqüência, enquanto as forças atrativas no interior das camadas são grandes, as forças que mantém as camadas são muito mais fracas. Figura 3.18 – Estrutura atômica do grafite Com isso, o grafite e outros materiais com estrutura em camadas, tem baixo coeficiente de atrito (cerca de 0,1) quando o escorregamento ocorre em uma face paralela à direção das camadas, mas bem mais alto (cerca de 0,3) quando perpendicular a elas. Quando um bloco multicristalino de grafite, ou outro material com estrutura cristalina em camadas, escorrega em um material diferente, como uma superfície metalica, verifica-se que placas, orientadas paralelamente à estrutura de camadas, destacam-se do bloco e são _____________________________________________________________________________ 1,4X10-8 cm 3, 4X 10 -8 c m 47 Tribologia EMC 5315 r= V e V r ed (3.33) Onde: ve é a velocidade de escorregamento; vr é a velocidade de rolamento; e ed o coeficiente de atrito dinâmico no escorregamento. Em certos sistemas onde ocorre contato por rolamento (como mancais de rolamento e dentes de engrenagens), além do contato real em uma área estendida, ocorrem fatores que tendem a produzir escorregamento na região de contato aumentando o coeficiente de atrito. Em alguns casos a superfície rolante gira em relação à região de contato (efeito giroscópio), em outros ocorre grande escorregamento (dentes de engrenagem). Nestes casos o coeficiente de atrito por rolamento pode ser grande, encontrando-se valores maiores de 10-3. • Perdas por Histerese Durante o rolamento, diferentes regiões das superfícies em contato são tensionadas, desaparecendo essas tensões quando o ponto de contato se desloca. Quando um elemento de volume, em cada corpo, é tensionado, acumula energia elástica. Quando as tensões desaparecem a maioria dessa energia é liberada para o sistema mas, uma pequena parte é perdida na forma de calor, ocasionando a histerese elástica do material de que os corpos são constituídos. Esse perda continuada de energia corresponde a um aumento na resistência ao rolamento, e outra componente é adicionada ao coeficiente de atrito por rolamento. A componente devida à histerese no coeficiente de atrito por rolamento total é pequena em algumas situações, ou seja menor que 10-4, mas, provavelmente é a contribuição predominante na maioria dos casos de rolamento. • Outras Perdas por Atrito Durante o Rolamento Nesta categoria são agrupados vários processos que ocorrem durante o rolamento usando enegia. Primeiro, pode-se citar a perda de energia causada pela falta de perfeição na geometria do corpo rolante, por ex. imprecisão na forma esférica dos corpos rolamentos de um mancal de rolamento, ou a presença de um partícula de poeira na pista de rolamento. Isto ocasionaria uma componente de atrito devido à ‘rugosidade’, semelhante ao caso apresentado na Figura 1.20, mas em menor escala. Segundo, a perda de energia causada por deformação plástica das asperezas da superfície de rolamento, já que essas superfícies não são perfeitamente lisas. O mesmo ocorre com partículas contaminantes pressionadas entre as superfícies rolantes. Por último, existem perdas de energia em sistemas de rolamentos que são independentes da ação de rolamento, sendo as principais, o escorregamento existentes na interface dos corpos rolantes e das gaiolas espaçadoras ( porta-esferas e porta-rolos em mancais) e perdas devido à viscosidade do óleo ou graxa que podem estar presentes. Todas as perdas correspondem a uma componente da força de atrito com uma ordem de magnitude de cerca de 10-4, ou seja, não predominante em valor mas muitas vezes não desprezáveis. 3.8.1 Leis do Atrito de Rolamento _____________________________________________________________________________ 50 Tribologia EMC 5315 É difícil determinar leis quantitativas para o atrito de rolamento análogas àquelas do atrito de escorregamento, porque cada um dos mecanismos citados anteriormente tem suas leis próprias, diferentes dos outros, e o coeficiente de atrito dependerá da componente da força de atrito mais importante para o sistema particular em consideração. Entretanto alguma considerações gerais podem ser feitas: 1 - A força de atrito varia com a potência da carga na faixa de 1,2 a 2,4. Em sistemas levemente carregados onde a deformação no contato é puramente elástica, a força de atrito geralmente varia com a carga elevada a um expoente de ordem 1,3. Com cargas pesadas, onde ocorre deformação plástica, o expoente será da ordem de 2,0. 2 - A força de atrito varia inversamente com o raio de curvatura dos elementos rolantes. 3 - A força de atrito é menor para superfícies lisas do que para superfícies rugosas. De fato, em quase todos os casos, o atrito de rolamento diminui com o tempo devido à melhoria do acabamento superficial ocasionada pela ação de rolamento. 4 - A força de atrito estática é geralmente bem maior do que a dinâmica, mas a dinâmica é pouco dependente da velocidade de rolamento, embora realmente diminua um pouco com o aumento dessa velocidade. Como resumo geral, pode-se dizer que a força de atrito de rolamento é uma fração muito pequena da carga aplicada e é causada por diversos fatores. 3.8.2 Temperatura na Superfície de Escorreagmento Para se ter um deslocamento relativo entre a superfíces em contato de dois corpos, deve-se aplicar uma força o suficientemente grande para vencer a resistência de atrito. Com a continuidade de escorregamento, essa força deve ser mantida e, desse modo, é injetada energia no sistema. Essa energia é utilizada de vários modos, entre os quais deformação elástica dos corpos em contato e seus suportes, deformação elástica e plástica das asperezas nos pontos de contato, formação de partículas de desgaste, emissão de energia acústica e calor. Na maioria dos casos, uma alta porcentagem da energia total fornecida é transformada em calor na interface dos corpos em contato, elevando a temperatura acima da temperatura ambiente. Na grande maioria das situações em que ocorre escorregamento. O contato se dá não em toda a área aparente de contato mas em algumas poucas junções isoladas. Como elas são pequenas e recebem valores substânciais de energia térmica, sua temperatura é bem mais elevadas do que as regiões superficiais vizinhas. A alta temperatura associada com essas junções é, muitas vezes chamada de “temperatura momentânea” (flash temperature). Durante o escorregamento as junções são continuamente rompidas e refeitas e os “pontos quentes” na superfície se deslocam. A temperatura momentânea atingida em qualquer desses pontos quentes, entretanto, tende a ser aproximadamente constante sob condições constantes de escorregamento. A geração de calor e elevação de temperatura durante o escorregamento são importantes por uma série de razões. Em muitos casos, a resistência mecânica de um dos materiais em contato diminui drásticamente com a elevação da temperatura e é importante calcular a temperatura durante o escorregamento para verificar se ela atinge valores críticos nas condições de operação do sistema. Em outras ocasiões, utiliza-se um lubrificante que funciona efetivamente somente abaixo de um temperatura, ou somente acima de uma determinada temperatura, ou mesmo, se decompõe ao ser atingido um valor de temperatura. É importante salientar que não é facil definir a temperatura de uma superfície resultante do calor gerado no atrito, porque essa pode variar bastante em diferentes pontos da superfície. _____________________________________________________________________________ 51 Tribologia EMC 5315 Entretanto, assumindo simplificações como a salientada acima e utilizando modelos também simplificados, pode-se prever a ordem de grandeza da temperatura atingida durante o escorregamento e mostrar quais variáveis do sistema influem na temperatura superficial. O primeiro tipo de sistema a ser considerado é o caso uniaxial, representado por exemplo, pelo escorregamento entre dois tubos que giram em contato de topo, um contra o outro, conforme a figura 3.22. Figura 3.22 – Rotação de cilindros em contato Para este sistema, assumindo que o atrito é uniforme na área de contato e que a única dissipação de calor do sistema é por condução através dos cilindros, pode-se demonstrar que: m= 1,35 Pcve t 1 /2 [ J k 11c1 1 /2k 1 1c2 1 /2] (3.34) onde: m = elevação de temperatura; Pc = pressão na área de contato;  = coeficiente de atrito; ve = velocidade de escorregamento; t = tempo transcorrido após o início do escorregamento; J = equivalente mecânico do calor; ki, i, ci = condutividade térmica, densidade e calor específico dos corpos 1 e 2. É uma característica deste, bem como de outros sistemas fechados, que a temperatura na interface aumenta com a raiz quadrada do tempo. Um exemplo prático de uso desse modelo pode ser o sistema de freio de um automóvel, ou seja, as sapatas de freio e o tambor. É assumido que tanto as sapatas quanto o tambor tem espessura infinita e a (Eq. 3.32) fornece a temperatura na interface quando se considera que a pressão e o atrito são uniformes sobre a área total de contato. Embora essas sejam considerações idealizadas, elas mostram quais são os fatores importantes que podem ser modificados para variar a elevação de temperatura superficial do sistema. O segundo tipo de sistema analisado é o de um corpo em contato com outro em uma área limitada e movimentando-se sobre sua superfície de modo que a mesma região do primeiro corpo entra em contato com diferentes regiões do segundo. Este sistema difere do anteriormente considerado porque é atingida uma distribuição uniforme de temperatura o primeiro corpo, enquanto o corpo com área de contato limitada é refrigerado pelas regiões frias do corpo maior. Considerando o caso, bastante simplificado, em que o contato consiste de uma junção circular de diâmetro 2r escorregando em uma superfície plana de outro material, figura 3.23, com velocidade moderada, Figura 3.23 – Modelo de Junção adotado _____________________________________________________________________________ Interface de escorregamento Carga Isolamento Movimento Carga EnergiaEnergia 52 Tribologia EMC 5315 Chumbo em aço 0,5 450 0,08 0,11 0,26 Baquelite em baquelite 0,3 100 0,0015 0,0015 2,2 Bronze em bronze 0,4 900 0,26 0,26 0,15 Vidro em aço 0,3 500 0,0007 0,11 0,3 Aço em nylon 0,3 120 0,11 0,0006 0,07 Bronze em nylon 0,3 120 0,26 0,0006 0,03 Aço em bronze 0,25 900 0,11 0,18 0,17 Observando a tabela verifica-se que /ve varia de um fator aproximadamente igual a 3 em torno do valor 0,5 °C/cm/s, o que dá um certo embasamento teórico a relação apresentada na equação 3.38. (Nota-se que os menores valores de /ve são obtidos quando um metal escorrega sobre um não metal mole). • Relação entre Temperatura e Atrito Ao examinar a variação no atrito devido à variação na temperatura, deve-se distinguir dois casos. O primeiro quando se tem dois corpos escorregando e modifica-se suas temperaturas por aquecimento ou resfriamento externo; o segundo quando a elevação da temperatura é causada pela velocidade elevada de escorregamento, de modo que se tem uma camada superficial aquecida em uma base mais fria ( caso tratado na seção anterior). Vamos desconsiderar o segundo caso com o comentário que durante o escorregamento em altas velocidades o coeficiente de atrito é geralmente baixo porque e na eq. 3.12 é baixo enquanto H é elevado. No primeiro caso, quando modifica-se a temperatura dos corpos por ação externa, verifica-se que o coeficiente de atrito é basicamente insensível às variações de temperatura, que somente mmmtam as resistências mecânicas dos corpos em contato, porque tanto a resistência ao cisalhamento quanto a dureza, que são termos da eq. 3.12, são afetados no mesmo grau. 3.8.3 Stick-Slip O escorregamento de um corpo sobre outro pela ação de uma força constante ocorre, algumas vezes em velocidade constante, ou aproximadamente constante, e outras em velocidade que flutuam amplamente. Na maioria dos sistemas práticos de escorregamento, essas flutuações de velocidade de escorregamento são consideradas um sério problema e, portanto, são procuradas medidas para eliminar ou mesmo reduzir a amplitude das flutuações. Um estudo dos fatores que determinam a natureza do movimento de sistemas de escorregamento é não só de interesse prático, como também, contribui para uma compreensão das características intrínsecas do processo de escorregamento. Todo processo de stick-slip é ocasionado por uma inconstância da força de atrito motivada por outras variáveis tais como, distância, tempo e velocidade. • Stick-Slip Irregular – Deslocamento Controlado _____________________________________________________________________________ 55 Tribologia EMC 5315 Considere a figura 3.24 que representa uma situação típica de escorregamento, envolvendo um corpo ( chamado cursor) fixado a um suporte estacionário através de uma mola, e outro ( uma placa) em movimento com uma velocidade constante v. Figura 3.24 – Representação de um sistema de atrito típico Neste caso considera-se que a velocidade é suficientemente baixa de tal modo que o cursor não apresente dificuldade em acompanhar o movimento da placa, e que o amortecimento é desprezável. Considera-se, ainda, que o gráfico força de atrito função do deslocamento do cursor na placa é como o mostrado na figura 3.25. Figura 3.25 – Gráfico hipotético força-deslocamento Como este é um gráfico força-deslocamento, pode-se indicar no mesmo diagrama a função força-deslocamento da mola, a qual será uma linha reta com inclinação K através do ponto representativo de qualquer posição do cursor. Se o movimento inicia em B, o cursor se deslocará sobre a placa com velocidade constante até que o ponto C é alcançado. Aqui a força de atrito cai bruscamente. Nesse ponto a força acumulada na mola é superior à força de atrito e, por sua ação, o cursor escorrega (slip) até o ponto D. Nesse ponto, área A2 (força de atrito e deslocamento do cursor) é igual a área A1 (energia de deformação acumulada na mola e transformada em energia cinética do cursor); como a energia cinética foi totalmente usada, a força da mola é bem inferior à força de atrito, o cursor para (stick) em relação à placa e é arrastado por ela até que a força de mola, igualando-se à força de atrito, faça o movimento relativo reiniciar. Um comportamento desse tipo é chamado stick-slip irregular, é ocasionado pela inconstância da força de atrito. Ocorre em superfícies metálicas cobertas por um filme _____________________________________________________________________________ B C D F A 1 A 2 F or ça d e at rit o Deslocamento S Força Normal Mola Cursor Plano V Força Normal Mola Cursor Plano V F= k x x V c Mola Cursor Força Normal Plano V F= k x V c 56 Tribologia EMC 5315 lubrificante que podem ter sido parcialmente expulso. A flutuação ocorre porque o cursor atravessa, alternativamente, regiões cobertas pelo filme lubrificante e regiões onde ela está ausente. Se a mola for construída com uma rigidez tal que sua inclinação, na figura 3.24, for maior que a máxima inclinação do gráfico força de atrito função do deslocamento, o stick-slip irregular será evitado. • Stick-Slip Regular – Controlado pelo Tempo Esta é considerada a forma clássica do stick-slip e pode ocorrer sempre que o coeficiente de atrito estático é bem maior que o coeficiente dinâmico. Considere-se uma situação de escorregamento em que a placa da figura 3.24 tem uma velocidade baixa quando comparada à máxima velocidade do cursor durante o escorregamento e que o amortecimento externo é desprezável. Esse modelo simples pode ser usado para explicar o stick-slip regular. Assuma-se que o coeficiente de atrito estático é função do tempo de contato, apresentando um comportamento como o mostrado na figura 3.26 (o que foi confirmado por vários pesquisadores) e que coeficiente dinâmico permaneça constante. Movimentando a placa com a velocidade v, a força de mola cresce com o tempo na razão k v t , o que pode ser registrado na figura 3.26 como uma reta a partir da origem, com inclinação kv/L. Energia elástica se acumula na mola mas a força da mola é insuficiente para vencer a força de atrito e o cursor permanece parado em relação à placa. Ao atingir o ponto A, ocorre escorregamento, a energia da mola é liberada e, como d < e , o escorregamento continua até o ponto B, situado a uma distância de reta de md = constate igual à do ponto A. A situação de equilíbrio, que ocorreria para força da mola = d . L, foi ultrapassada e o cursor para, o que foi representado ao gráfico com o ponto C ( a força da mola não é nula). Continuando o deslocamento da placa, um novo ciclo inicia e somente ocorrerá escorregamento em D, pois o cursor está parado e e > d. Finalmente, um estado de equilíbrio é alcançado. Aumentando v ou k as linhas terão uma inclinação maior e o stick-slip terá uma amplitude menor. Figura 3.26 – Coeficiente estático em função do tempo de repouso 3.9 Valores de Coeficiente de Atrito Os coeficientes de atrito para superfícies secas (atrito seco) dependem dos materiais que escorregam entre si e do acabamento superficial das superfícies. Com lubrificação limite, os coeficientes dependem tanto dos materiais e condições das superfícies como dos lubrificantes empregados. Coeficientes de atrito são sensíveis à poeira e umidade do ar, filmes óxidos, acabamento superficial, velocidade de escorregamento, temperatura, vibração, e a extensão de contaminação. Em muitos casos, o grau de contaminação é, talvez a variável mais importante. Por exemplo, nas tabelas abaixo, são listados valores do coeficiente de atrito estático de aço com aço e, dependendo do grau de contaminação das superfícies, o coeficiente de atrito varia de infinito a 0,013, tabela 3.3. _____________________________________________________________________________ 0,4 0,2 0 0 20 40 60 Tempo (s) A B C D E F  e  d 57 Tribologia EMC 5315 Estático Dinâmico Seco Lub. Limite Seco Lub. Limite 70 Borracha macia apoiada em Aço 0,05 (t) Lubrificantes usados: (a) ácido oléico (b) óleo Atlantic para eixos (mineral) (c) óleo de castor (d) óleo de banha (e) óleo Atlantic para eixos com 2% de ácido oléico (f) óleo mineral médio (g) óleo mineral médio mais 0,5% de ácido oléico (h) ácido esteárico (i) graxa (base de óxido de zinco) (j) grafite (k) óleo de turbina mais 1% de grafite (l) óleo de turbina mais 1% de ácido esteárico (m) óleo de turbina (mineral médio) (n) óleo de oliva (p) ácido palmítico (q) ácido rícino-oléico (r) sabão seco (s) banha (t) água (u) óleo de colza (v) óleo 3 em 1 (w) álcool octílico (x) trioleina (y) óleo parafínico com 1% de ácido láurico Tabela 3.4 - Coeficiente de atrito estático para aço com aço Condições de teste e Desgaseificado em temperatura elevada e alto vácuo ( solda em contato) Livre de graxa no vácuo 0,78 Livre de graxa no ar 0,39 Limpo e coberto com ácido oléico 0,11 Limpo e coberto com solução de ácido esteárico 0,013 • Efeitos de filmes superficiais no coeficiente de atrito estático. Segundo Rabinowicz (1995), Campbell observou uma redução no coeficiente de atrito devido à presença de filmes óxidos ou filmes de sulfetos sobre as superfícies metálicas. Os valores listados na tabela 3.6 foram obtidos com filmes de óxidos formados pelo aquecimento ao ar em temperaturas variando entre 100 e 500°C, e filmes de sulfeto produzidos por imersão em uma solução a 0,02% de sulfeto de sódio. Tabela 3.6 - Coeficientes de atrito estático. Limpo e seco Filme Óxido Filme de sulfeto Aço em Aço 0,78 0,27 0,39 Bronze em Bronze 0,88 0,57 Cobre em Cobre 1,21 0,76 0,74 • Efeito da Velocidade de Escorregamento. _____________________________________________________________________________ 60 Tribologia EMC 5315 Verifica-se que, geralmente, o coeficiente de atrito em superfícies secas diminui com o aumento da velocidade. Os resultados a seguir foram obtidos com sapatas de freio usadas em estrada de ferro e são valores médios de quadro testes com altas pressões de contato. Os valores foram medidos por Dokos (apud Rabinowicz, 1995) com aço médio. Tabela 3.7 - Velocidade de escorregamento e coeficientes de atrito dinâmicos cm/s 0,00025 0,0025 0,025 0,25 2,5 d 0,53 0,48 0,39 0,31 0,23 0,19 0,18 • Efeito do Acabamento Superficial Verificou-se que o grau de rugosidade superficial influencia o coeficiente de atrito. Burwell (apud Rabinowicz, 1995) analisou esse efeito, em condições com lubrificação limite, para o aço duro em aço duro. Os valores do coeficiente de atrito de escorregamento estão listados na tabela 3.8. Tabela 3.8 - Valores de coeficiente de atrito de escorregamento Superfície Super Acabadamento Retificada Rugosidade ( microns) 0,05 0,18 0,51 1,27 1,65 Óleo mineral 0,128 0,189 0,36 0,372 0,378 Óleo mineral mais 2% ácido oléico 0,116 0,170 0,249 0,261 0,230 Ácido oléico 0,099 0,163 0,195 0,222 0,238 • Lubrificantes Sólidos Em certas aplicações a utilização de lubrificantes sólidos apresetnam grande sucesso. Boyd e Robertson (apud Rabinowicz, 1995) encontraram os seguintes coeficientes de atrito de escorregamento para o aço endurecido contra aço endurecido, com pressões variando entre 3,5 e 27,5 kgf/cm2.. Tabela 3.9 - Coeficientes e para o aço duro contra aço duro com pressões variando Lubrificante sólido d mica pulverizada 0,305 sabão de pedra pulverizado 0,306 iodeto de chumbo 0,071 sulfato de prata 0,054 grafite 0,058 dissulfeto de molibdênio 0,033 dissulfeto de tungstênio 0,037 ácido esteárico 0,029 3.9.1 Coeficiente de atrito estático em casos especiais 1 - terra em: areia seca, argila, terra misturada: 0,4 a 0,7; argila úmida: 1,0; argila molhada: 0,31; cascalhos e seixos: 0,8 a 1,1. 2 - Cortiça natural em: cortiça: 0,59; em pinho: 0,49; em vidro: 0,52; em aço seco: 0,45; em aço molhado: 0,69; em aço aquecido: 0,64; em aço com óleo: 0,45; cortiça saturada de água em aço: 0,56; cortiça saturada em óleo em aço: 0,41. 3.9.2 Coeficiente de atrito de secorregamento (ou dinâmico) para casos especiais. _____________________________________________________________________________ 61 Tribologia EMC 5315 1 - Madeira ensaboada: 0,0385 para madeira em madeira lubrificada com sabão mole. 2 - Tecido de asbesto usado como material de freio: o coeficiente de atrito dinâmico de tecido de asbesto contra um tambor de freio de ferro fundido, de acordo com Taylor e Holf, é 0,35 a 0,40 quando em temperatura normal. Baixa um pouco com aumento de temperatura do freio até 150°C. Com temperatura entre 150°C e 260°C aumenta devido a ruptura da superfície de freio. 3 - Rodas de aço em trilhos de aço (Segundo Galton) Tabela 3.10 – Coefiente de atrito entre rodas de aço e trilhos de trens Velocidade(Km/h) Arrancada 11 22 44 66 88 97 d 0,242 0,088 0,072 0,07 0,057 0,038 0,027 4 - Sapatas de freio de trem em rodas de aço (Segundo Galton e Westingamm). Para freios de ferro fundido, esses pesquisadores verificaram que d diminui rapidamente com a velocidade do aro da roda; d também diminui rapidamente com o tempo, em função do aumento da temperatura da sapata. Tabela 3.11 – Coeficientes de atrito para sapatas de freio Velocidade (Km/h) 16 32 48 64 80 96 d quando o freio foi aplicado 0,32 0,21 0,18 0,13 0,1 0,06 após 6 segundos 0,21 0,11 0,1 0,07 0,05 após 12 segundos 0,13 0,10 0,08 0,06 0,05 Schmidt e Schrader confirmaram a diminuição do coeficiente de atrito com o aumento da velocidade da roda, mas não constataram queda do atrito após uma prolongada aplicação dos freios, embora tenham verificado um pequeno decréscimo de md com a elevação da pressão da sapata na roda. Suas medições são dadas a seguir: Tabela 3.12 – Relação entre coeficiente de atrito e velocidade Velocidade (Km/h) 32 48 64 80 96 Coeficiente de atrito (d ) 0,25 0,23 0,19 0,17 0,16 5 - Freio de blocos de madeira: Segundo Klein md é praticamente constante para velocidades entre 60 e 1220 m/min e pressões de 0,5 a 10 Kgf/cm1. Os valores seguintes de md valem para blocos de freio de madeira com fibra longitudinal e cuidadosamente usinados. Tabela 3.13 – Coeficiente de atrito para freios de bloco de madeira Faia Pinheiro Choupo Olmo Salgueiro Ferro fundido 0,29 – 0,37 0,30 – 0,34 0,35 – 0,40 0,36 – 0,37 0,46 – 0,47 Ferro forjado 0,54 0,51 – 0,40 0,65 – 0,60 0,60 – 0,49 0,63 – 0,60 7 - Rebolos abrasivos: O coeficiente de atrito entre rebolos abrasivos com grãos grossos e ferro fundido é d = 0,21 a 0,24; com aço : 0,29; com ferro forjado: 0,41 a 0,46; para rebolos com grãos finos (esmerilhamento molhado) encontra-se d = 0,7 para ferro fundido; 0,94 para aço; 1,0 para ferro forjado. Honda e Yamaha fornecem d = 0,28 a 0,50 para aço carbono com esmeril, dependendo da rugosidade da mola. _____________________________________________________________________________ 62 Tribologia EMC 5315 CAPÍTULO 4 DESGASTE 4.1 Introdução Praticamente todos os ramos da engenharia enfrentam problemas de desgaste. Os engenheiros de fabricação, em especial os que trabalham com o processo de usinagem, tem uma preocupação constante em avaliar o desgaste de ferramentas de corte, sem contudo, em muitos casos, não levarem em conta a natureza do desgaste que essas sofrem. Apesar de sua importância, o desgaste nunca recebe a atenção merecida, principalmente quando não é associado ao aspecto econômico. As perdas econômicas conseqüentes de desgastes são generalizadas e perversas, não envolvem tão somente os custos de reposição, mas também os custos de depreciação de equipamentos, perdas de produção, perda de competitividade, e perdas envolvendo a perda de oportunidades de negócios. Outro fator significante está na perda de eficiência em um equipamento, ou até mesmo uma fábrica, decorrente de desgaste, pois este acarreta na diminuição de desempenho e aumento no consumo de energia. 4.2 Definição De forma geral o desgaste pode ser definido como uma mudança cumulativa e indesejável em dimensões motivada pela remoção gradual de partículas discretas de superfícies em contato e com movimento relativo, devido, predominantemente, a ações mecânicas. Segundo a Organização para Cooperação Econômica e Desenvolvimento (OECD - Organisation for Economic Co-operation and Development) da ONU, desgaste pode ser definido como sendo um dano progressivo que envolve a perda de material, perda a qual ocorre na superfície de um componente como resultado de um movimento relativo a um componente adjacente. Na maioria das aplicações práticas quando ocorre o movimento relativo entre duas superfícies sólidas, este movimento ocorre na presença de lubrificantes. De forma geral, o desgaste também pode ser definido como a indesejável e cumulativa mudança em dimensões motivada pela remoção gradual de partículas discretas de superfície em contato e com movimento relativo, devido, predominantemente, as ações mecânicas. Na realidade, a corrosão muitas vezes interage com o processo de desgaste modificando as características das superfícies sob desgaste, através da reação com o meio ambiente. 4.3 Generalidades O desgaste é um processo complexo, resultado de diferentes processos que podem ocorrer independentemente ou em combinações. Podem ser salientadas quatro formas de desgaste: • por adesão: • por abrasão; • por corrosão e • por fadiga superficial. _____________________________________________________________________________ 65 Tribologia EMC 5315 Destes a maior ênfase é dada ao desgaste pôr adesão, por ser o maior responsável pelos danos na maioria dos sistemas práticos. Esse tipo de desgaste, depende de série complexa de fatores, onde variáveis como a natureza das superfícies em escorregamento, sua compatibilidade e a existência de lubrificantes ou contaminantes na interface, podem determinar seu grau de agressidade no processo. Deve ser salientado que os estudos sobre desgaste são relativamente recentes e uma análise quantitativa desse fenômeno encontra-se, ainda, em um estágio inicial. As incertezas associadas com previsões de volumes de desgaste são muito grandes de modo que as técnicas hoje utilizadas são mais apropriadas para decidir sobre alternativas de projeto do que tentar prever, com precisão, a vida de um sistema em escorregamento. Destacam-se duas técnicas utilizadas no controle do desgaste pôr adesão. A primeira, proposta pôr HOLM, assume que o volume de desgaste após um certo escorregamento pode ser dado pela equação V=k N.D H (4.0) onde: N = força normal que pressiona as superfícies em escorregamento; D = distância de escorregamento; H = dureza da superfície que desgasta; e k = constante de proporcionalidade. A constante de proporcionalidade k pode ser entendida como uma probabilidade de formação de uma partícula de desgaste, ou seja, a probabilidade de que ao romper o contato entre duas asperezas das superfícies em movimento relativo a ruptura ocorra não na interface original mas dentro de um dos materiais, originando um fragmento transferido. A maneira mais confiável para obtenção de um valor do coeficiente de desgaste k é através de ensaios de desgaste, que são realizados em máquinas apropriadas, devendo-se ter o cuidado para que os testes simulem, o melhor possível, a condição de operação do componente. A segunda técnica empregada é a proposta pôr pesquisadores da IBM. Esses pesquisadores concluíram que existe relação entre o nível de tensões ocorrentes na interface de contato de duas superfícies em escorregamento e o desgaste resultante. Desenvolveram, então, equações empíricas que podem ser usadas no projeto de peças com movimento relativo. Sua aplicação é muito ampla, incluindo sistemas com lubrificação mista ou limite ou não lubrificados; o contato pode ser pontual, através de uma linha ou de uma área; os materiais considerados incluem plásticos, metais ferrosos e não ferrosos ou, mesmo, metais sintetizados. Segundo os proponentes, verificações experimentais demonstram a validade das equações desenvolvidas em um número muito grande de situações diferentes. Para 23 geometrias distintas, incluindo contatos pontuais, lineares e através de uma área, foram deduzidas as equações correspondentes, que permitem determinar as cargas admissíveis na interface de contato para uma vida estipulada ou, para uma carga dada, qual a estimativa de vida das peças em escorregamento. O conhecimento sobre o desgaste, até o presente momento, não foi suficientemente desenvolvido para permitir a obtenção de procedimentos analíticos ou empíricos de projeto bem definido e amplamente aceitos, ou, mesmo, de técnicas de previsão de vida. Somente na década passada se conseguiu um processo substancial na previsão quantitativa do desgaste. Este desenvolvimento tardio nas técnicas de previsão do desgaste não diminuiu sua importância. Realmente, o desgaste é um dos principais motivadores de falhas mecânicas e uma considerável literatura sobre pesquisa na área está surgindo, embora não tenham sido _____________________________________________________________________________ 66 Tribologia EMC 5315 desenvolvidas, ainda, técnicas de previsão quantitativa da vida que possam ser utilizadas como boas ferramentas de projeto. 4.4 Classificação do Desgaste A classificação pura e simples do desgaste é algo difícil, não sendo relacionado a valores numéricos específicos, esse é em geral é dividido em desgaste médio e desgaste severo. A tabela 4.1 apresenta uma distinção entre ambas as classificações de desgaste. Tabela 4.1 - Classificações do desgaste DESGASTE LEVE DESGASTE SEVERO Resulta em superfícies extremamente suaves, geralmente mais suaves do que a original. Resulta em superfícies ásperas, com ranhuras profundas, em geral muito mais rugosa do que a original. Produz partículas extremamente pequenas, na ordem de 0,1 mm de diâmetro Produz partículas grandes, tipicamente com diâmetro médio acima de 0,01 mm. Alta resistência elétrica de contato, pouco contato metálico real. Baixa resistência elétrica de contato, formação de contatos metálicos. A equação de Archard (equação 4.6) é o ponto de partida natural para se iniciar os estudos sobre desgaste. Essa assume que o material a ser perdido é relacionado com a forma e tamanho da área de de contato nas asperezas, figura 4.1. Essa equação também realcionando o desgaste com o carregamento e a dureza da superficie do material, por meio de uma constante K. Figura 4.1 – Junção idealizada Area de contato de uma aspereza pode ser estabelecida como: V=2 /3a3 (4.1) a taxa de desgaste local q é fornecida por : q=k  a =k a 2 3 (4.2) _____________________________________________________________________________ L V 2a 67 Tribologia EMC 5315 coeficientes de atrito seriam poucas, mas a variações nos mecanismos de desgaste seriam bem significantes. Estas mudanças geralmente ocorrem quando um mecanismo dominante de desgaste se sobrepõe a outro. A determinação de como as condições de serviço podem influenciar a resposta ao desgaste de um material, pode ser feita através da confecção de mapas de desgaste. A construção de mapas de desgaste pode ser realizada de duas formas distintas, uma empírica e outra por modelamento físico. A abordagem empírica está baseada na plotagem de dados experimentais de taxas de desgaste levantados experimentalmente para cada ponto de desgaste nos mecanismos que compões o sistema. Figura 4.2 – Desenvolvimento de um mapa de desgaste Outra forma está baseada na utiliza-se de modelos físicos, nessa o desgaste de cada mecanismo é descrito por meio da combinação de equações que descrevem a taxa de desgaste. A combinação destas equações permitem que a obtenção de um mapa apresentando o total de desgaste e em que condições de operação cada um dos mecanismos de desgaste é dominante. A dificuldade prática em obter as curvas de desgaste geralmente está na escolha das coordenadas apropriadas para apresentação dos dados obtidos, sendo que o uso de planilhas eletrônicas para tratamento de dados de desgaste minimiza este problema Um dos eixos deve apresentar a pressão de normal Pn, que nada mais é do que o carregamento normal divido pela área de contato aparente Aa, em função da velocidade de escorregamento Ve. Este mapa é específico para um determinado par de materiais, assim como as grandezas físicas associadas a esses, tais como tamanho de grão, dureza superficial, qualidade superficial, entre outras. O mapa de desgaste permite também associar diferentes regimes de operação em diferentes condições de reações químicas ou superficiais com variáveis tais como temperatura, relacionando com diferentes estados de topografia e rugosidade da superfície, sendo que a figura 4.4 apresenta um exemplo destes mapas (Lin et al, 1987). _____________________________________________________________________________ TA XA D E D ES G AS TE (m m 3 m -1 ) VELOCIDADE, TEMPO, CARREGAMENTO C B E A D PONTOS DE ACOMPANHAMENTO DE DESGASTE MOVIMENTO DE SAIDA A B C E D MOVIMENTO DE ENTRADA 70 Tribologia EMC 5315 Figura 4.3 – Gráfico típico para desgaste em função do carregamento e velocidade O mapa de desgaste da figura 4.3 apresenta os respectivos mecanismos de desgaste para valores normalizados de Pn e Ve. Onde: Pn= Pn H (4.9) U=U k ∗ Anom p  1/2 (4.10) v= w Aa =K∗Pn (4.11) A constante k representa a Difusividade térmica, e é definida como: k=  r∗z  (4.12) onde:  = condutividade térmica;  = densidade; e z = calor específico. A normalização permite se operar com valores adimensionais para Pn , U n e v. Uma forma alternativa de apresentação de dados de desgaste, mais voltada aos aspectos mecânicos da superfície danificadas, ao invés do aspecto térmico, pois a velocidade não é considerada como uma variável independente, é apresentada na figura 4.4. Neste gráfico diferentes regimes de desgaste representam o compartilhamento de tensão na interface t entre dois materiais em função de algum parâmetro de rugosidade, tal como a inclinação média da superfície J. A tensão na interface t é normalizada através t/k representada a deformação relativa na interface e J a inclinação média da superfície rugosa, ou o ângulo de ataque de uma aspereza individual (pico). O eixo das coordenadas também pode ser calibrado em termos de do índice de plasticidade Y , cujo o valor indica a transição da condição de contato elástico para plástico (Childs, 1988, apud Willians, 1994). _____________________________________________________________________________ P – Pr es sã o N or m al iz ad a 10 -2 10 21 1 10 4 10 -4 10 -2 Material Aço Ensaio: Disco e Pino Desgaste por Oxidação Aumento de AA um en to d e  Desgaste por Fusão Desgaste por oxidação Processos Térmicos de Desgaste Processos Mecânicos de Desgaste P 71 Tribologia EMC 5315 Figura 4.4 – Mapa de mecanismos de desgaste para uma superfície rugosa Para superfícies relativamente suaves a ponto de que o valor de u seja pequeno, as deformações elásticas não podem ser desprezadas, de fato essas devem ser o suficiente para acomodar os carregamentos aplicados, então o desgaste em é repetições transversais, a qual é comum na maioria das mecanismos tribológicos, dependem de alguma forma de mecanismo de fadiga ou acumulação de danos. A fronteira entre as zonas plásticas e elásticas correspondem a valores de y próximo a unidade (1). A deformação do substrato começa a ser significaste quandou é de tal forma maior do que o consistente para esta transição. O desgaste pode então ser em função de uma combinação de efeitos elásticos e plásticos, como no desgaste por delaminação. Se a superfície é fabricada áspera, a abrasão é iniciada; isto sempre envolve deformações plásticas severas e podem tomar forma de uma combinação de ploughhing, na qual a topografia da superfície é muito modificada, com somente uma pequena porção de material sendo efetivamente removida da superfície, e microusinagem, onde uma proporção muito maior de material deformado plasticamente é perdida sob a forma de detritos. Outra parcela significante material é perdida por usinagem quando ocorre uma redução da tensão compartilhada na superfície t, que tem um efeito de aumentar a perda volumétrica pela melhora na eficiência da operação de micro-usinagem, podendo-se ter situações onde se reduzindo o atrito, por meio de lubrificação ou a melhora dessa, se tem um aumento de desgaste. O que contradiz as informações do mapa da figura 4.4, onde a redução da tensão compartilhada na superfície diminui o desgaste (Willians, 1994). 4.5 Mecanismos de Desgaste O desgaste não é de fato, um processo simples mas, sim, um complexo de diferentes processos que podem ocorrer independentemente ou em combinações. É aceito, geralmente, que existem quatro sub-categorias de desgaste: • Desgaste por adesão; • Desgaste por abrasão; • Desgaste oxidação; • Desgaste por fadiga superficial. Alguns especialistas consideram, ainda, o desgaste devido ao (fretting) e ao impacto, sendo que a erosão e cavitação algumas vezes também são considerados como categorias de desgaste. Cada uma delas ocorre através de um processo físico diferente e deve ser considerada separadamente, embora as várias subcategorias possam combinar sua influência, _____________________________________________________________________________ 0,1 1 10 100 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 ELÁSTICO ADERÊNCIA DELAMINAÇÃO ELASTO PLÁSTICA E FADIGA Aumento de MICRO USINAGEM ABRASÃO PLOUGING Te ns ão C iz al ha nt e In te fa ci al - /  Grau de Inclinação da Superfície - v (graus) Diminuição de 72 Tribologia EMC 5315 2 k 2=Pn 21 2 (4.13) onde: 1,2 = são constantes; Pn = pressão normal no pico de contato;  = tensão cisalhante superficial; e t = tensão superficial. Definindo  como fator de atrito, onde: = k (4.14) Quando t / k 0, Pn é igual a dureza do material H, então: H=k 2 (4.15) Quando t / k  1, a pressão normalizada P é dada por: P=12 12  (4.16) Assumindo que m e (a1/a2) tenham valores normalmente observados, em torno de 0,9, observamos que P tende a valores entre 0,5 e 0,6, os quais sugerem que este parâmetro é independente da velocidade U . O que é consistente com as conclusões apresentadas no gráfico da figura 2.3. Na prática a dureza local depende tanto da temperatura superficial quanto da taxa de deformação da mesma. Com o aumento da velocidade há o conseqüente aumento da temperatura, o que tende a reduzir a dureza, enquanto o resultante aumento da taxa de deformação tem um efeito oposto e tende a aumentar a resistência local a deformação, o que é observado experimentalmente em aços ao carbono, onde a linha de adesão é de fato horizontal (Willians, 1994). Assumindo o hemisfério formado como tendo um raio a, a distância de escorregamento 2a, temos um volume gerado de 2/3 p a3. O volume desgastado pro unidade de deslocamento é (2/3 p a3 )/ 2a resultando em 1/3 p a3. Como o pico é deformado somente plasticamente , pode- se relacionar a dimensão a com o carregamento Li, atraves da dureza H, assim: Li=H a (4.17) Assumindo todos estes eventos temos que o desgaste total é: Q=3 ∑ a 2 (4.18) Q= 1 3∑  p Li H  (4.19) _____________________________________________________________________________ 75 Tribologia EMC 5315 Q= L 3H (4.20) como Q =  Li , o valor previsto para o coeficiente de desgaste K para a junção como um todo é de 1/3. 4.4.1.1 Estimativa Quantitativa do Desgaste por Adesão Uma estimativa quantitativa do desgaste por adesão pode ser assumindo-se que a tensão de escoamento por compressão, que pode ser considerada como três vezes a tensão de escoamento uniaxial (3e) devido ao estado multiaxial de tensões, é ultrapassada após o contato inicial das asperezas, o material escoa localmente. Assim, se a área real de contato é Ar, a tensão de escoamento pôr compressão é 3 e, e a força normal que pressiona as superfícies é N, tem-se: N=Ar⋅3⋅e (4.21) Segundo Collins, baseado em estudos de Archard, quando duas asperezas entram em contato para formar uma junção, existe uma probabilidade constante que seja formada uma partícula de desgaste. Assumindo que sua forma é hemisférica, de diâmetro d, igual ao diâmetro da junção, e que todas as junções são do mesmo tamanho, se existirem n junções em cada instante,a área real de contato Ar será: Ar=n⋅⋅d 2 4  (4.22) Combinando (4.21) e (4.22) tem-se: n= 4⋅Ar ⋅d 2 = 4⋅N 3⋅⋅d 2 e (4.23) Em seguida, é assumido que cada junção permanece intacta durante um a distância de escorregamento igual ao diâmetro da junção d, após que a junção é rompida e uma nova junção se forma. Assim, cada junção deve ser refeita l/d vezes por unidade de distância de escorregamento, e o número total de junções Nj formada por unidade de distância de escorregamento é: N j=n  l d = 4⋅N 3⋅⋅d 2⋅e (4.23) Se a probabilidade de formação de uma partícula de desgaste é p, o número total de junções formada por unidade de distância de escorregamento é Nj, e as partículas formadas são hemisféricas, com volume pd3/12, o volume das partículas V formado por unidade de distância de escorregamento Le é dado por: V p  Le = p⋅n ⋅d 3 12  (4.24) _____________________________________________________________________________ 76 Tribologia EMC 5315 Combinando (4.24) com (4.23) tem-se: V p  Le = p⋅W⋅L 9⋅e (4.25) Integrando (2.20) sobre a distância total de escorregamento Le, tem-se o volume de desgaste por adesão Qad= k⋅W⋅L 9⋅e (4.26) Se dad é a profundidade média de desgaste e Aa a área de contato aparente, (4.26) pode ser modificada para: d ad= Qad Aa = k 9⋅e ⋅W Aa  (4.27) ou d ad=k ad⋅pm⋅L (4.28) onde: pm = W/Aa é a pressão média nominal de contato entre as duas superfícies; e kad = k / (9.e) um coeficiente de desgaste. O coeficiente kad depende da probabilidade de formação de um fragmento transferido e da tensão de escoamento (ou dureza) do material mais mole. Segundo Rabinowicz “Durante o escorregamento, uma pequena parte de uma das superfícies entra em contato com uma parte semelhante da outra superfície, e existe uma probabilidade, pequena mas finita, que ao romper o contato, a ruptura ocorrerá não na interface original, mas dentro de um dos materiais. Em conseqüência, se formará um fragmento transferido.” Valores típicos da constante de desgaste k para vários pares de materiais foram apresntados nas tabelas 4.2 e e a influência da lubrificação nessa constante é indicada na tabela 4.3. Por (4.28) obtem-se que: K ad= d ad pm L (4.29) Isso significa que se a relação dad/(pm L) for demonstrada experimentalmente como sendo constante, a equação (4.28) é válida. De acordo com Burwell, para um determinado par de materiais essa relação é constante até que a pressão média de contato não ultrapasse a tensão de escoamento. Acima desse limite o coeficiente de desgaste por adesão cresce rapidamente com ocorrência de raspagem severa e engripamento. Desse modo, a profundidade média de desgaste em condições de desgaste por adesão pode ser estimada por raspagem e engripamento instáveis para pm < se _____________________________________________________________________________ 77 Tribologia EMC 5315 Tabela 4.4 – Comportamento de diferentes pares de materiais ao desgaste adesivo _____________________________________________________________________________ 80 Tribologia EMC 5315 Descrição dos pares metálicos Combinação de materiais Disco Al Disco Aço Disco Cu Disco Ag Observações Pares solúvies com baixa resistência ao desgaste por adesão Be Be Be Be Mg -- Mg Mg Al Al Al -- Si Si Si Si Ca -- Ca -- Ti Ti Ti -- Cr Cr -- -- -- Mn -- -- Fe Fé -- -- Co Co Co -- Ni Ni Ni -- Cu -- Cu -- -- Zn Zn -- Zr Zr Zr Zr Nb Nb Nb Nb Mo Mo Mo Mo Rh Rh Rh -- -- Pd -- -- Ag -- Ag -- -- -- Cd Cd -- -- In In Sn Sn Ce Ce Ce Ta Ta Ta W W W Ir Pt Pt Pt An An An An Th Th Th Th U U U U Li Cu(M) Zn(M) Sb(M) Mg Ca Ba -- C(M) -- -- -- -- -- Ti(M) -- -- Cr(M) Cr(M) -- -- -- Fe(M) -- -- -- Co(M) -- -- Ge(M) -- -- Se(M) Se(M) -- -- -- -- Nb(M) -- Ag -- -- -- Sn(M) -- -- -- Sb(M) Sb -- Te(M) Te(M) Te(M) -- T1 T1 T1 -- Pb(M) Pb Pb -- Bi(M) Bi Bi(M) -- C -- C C -- -- -- Ni Se -- -- -- -- -- -- Mo Esses pares confirmam o critério de solubilidade e de metais do subgrupo B. _____________________________________________________________________________ 81 Tribologia EMC 5315 4.4.2 Desgaste por Abrasão Esta é a forma de desgaste que ocorre quando uma superfície rugosa e dura, ou uma superfície mole contendo partículas duras, desliza sobre uma superfície mais mole, e riscara (ploughs) uma série de ranhuras nesta superfície. O material das ranhuras é deslocado na forma de partículas de desgaste, geralmente soltas. O desgaste abrasivo pode ocorrer, também, em uma situação algo diferente, quando partículas duras e abrasivas são introduzidas entre as superfícies deslizantes, desgastando-as. O mecanismo desta forma de abasivo parece ser o seguinte: um grão abrasivo adere temporariamente em uma das superfícies deslizantes, ou mesmo é incrustado nela, e risca uma ranhura na outra. As duas formas de desgaste, uma envolvendo uma superfície dura e rugosa e a outra um grão duro e abrasivo, são conhecidas como processo de desgaste abrasivo de dois corpos e processo de desgaste abrasivo de três corpos, respectivamente. O desgaste abrasivo do tipo dois corpos não ocorre quando a superfície dura deslizante é lisa. O desgaste abrasivo do tipo três corpos não ocorre quando as partículas no sistema são pequenas, ou quando são mais moles que os materiais deslizantes. É, portanto, possível conseguir que um sistema seja, inicialmente, livre de desgaste abrasivo. Quando o deslizante inicia, entretanto, o desgsate abrasivo pode se tornar um problema, porque os fragmentos de desgaste provenientes de outros processos de desgaste, freqüentemente endurecidos por oxidação, começam a se acumular no sistema. Em outros casos, partículas contaminantes podem ser introduzidas no sistema deslizante, provenientes do meio ambiente. O desgaste abrasivo é amplamente utilizados em operações de acabamento. O tipo dois corpos é utilizado em limas, papel abrasivo, tecidos abrasivos e rebolos (rodas abrasivas), enquanto o tipo três corpos é usado para polimento e lapidação. Como se verá mais tarde, é a simplicidade e a repetibilidade do processo de desgaste abrasivo que faz seu uso tão atrativo. 4.4.2.1 Expressão Quantitativa para o Desgaste Abrasivo Rabinowicz desenvolveu um modelo simples para o desgaste abrasivo, considerando uma forma cônica para as asperezas cortantes, ou partículas, conforme mostra a figura 4.6 (Rabinowicz, 1994) Figura 4.6. Modelo simplificado para o desgaste abrasivo Considerando, primeiramente, a ação de uma única aspereza cônica, podemos deduzir que a profundidade de penetração na superfície mole pode ser estimada considerando que essa penetração cessa quando a porção de carga suportada por essa única aspereza, W’, dividida pela área de contato da aspereza projetada em um plano horizontal, Aph , for igual à tensão de escoamento, ou seja, _____________________________________________________________________________ 2r Ls Volume desgastado Vab' W'  82 Tribologia EMC 5315 Figura 4.7 - Resistência ao desgaste abrasivo de metais puros, abrasão do tipo dois corpos Resultados semelhantes foram obtidos por Rabinowicz e outros (1961) nas condições de abrasão do tipo três corpos, conforme mostra a figura 4.8. Figura 4.8 - Resistência ao desgaste por abrasão de metais - abrasão do tipo três corpos Pesquisadores como Kruschov e Babichev (1956), e Aleinikov (1957) mostraram que essa proporcionalidade é vá1ida enquanto o material a ser desgastado é mais mole que o abrasivo. Quando a dureza do material desgastado ultrapassa a dureza do abrasivo, o volume de material desgastado cai rapidamente, tendendo a zero a medida que a dureza aumenta. Esse fato pode ser explicado por uma característica do processo de desgaste por abrasão que _____________________________________________________________________________ R es is tê nc ia a o de sg as te a br as iv o, € Pb Sn Cd Al Zn Au Ag Cu Pd Pt Zr Ni Co Aço Cr Ti Rh Mo Be W 100 200 300 4000 25 50 Dureza [kg/mm2] R es is tê nc ia a o de sg as te a br as iv o [1 0 6 g .c m /c m 3 ] Pb Al Cu ? Aço Ti BRONZE 10 100 10000 10 100 Dureza [kg/mm2] 1000 Aço Alumina 40 m 85 Tribologia EMC 5315 deve estar sempre presente, nenhum abrasivo cortara algo mais duro que ele mesmo (figura 4.9). Figura 2.9 - Efeito da dureza no desgaste por abrasão (no trecho onde o desgaste é inversamente proporcional à dureza da superficie, o gráfico desgaste x dureza = f (dureza deve ser uma linha horizontal). Essa limitação é a base da conhecida escala de dureza de MOHS, usada por mineralogistas. Se o mineral A é mais duro que o mineral B, A risca (isto é, desgasta por abrasão) B, mas não é riscado por ele. Assim, Mohs propôs uma escala simples de dureza crescente. Uma comparação entre as escalas de dureza de Mohs e Vickers é mostrada na figura 4.10. O outro efeito de dureza que deve ser considerado no desgaste por abrasão, é o que ocorre quando o material abrasivo e o material desgastado permanecem os mesmos, mas varia- se o tratamento térmico do material desgastado produzindo uma variação de sua dureza. Entretanto, segundo foi constatado por alguns pesquisadores, analisando o comportamento de ligas de aço endurecidas, o aumento da dureza aumenta a resistência ao desgaste mas não proporcionalmente como sugere a equação (4.26) ou como foi mostrado nas figuras 4.7 e 4.8. Rabinowicz, Dunn e Russel (1951) concluíram que a resistência ao desgaste para aços varia aproximadamente com a dureza elevada na potência 1/3. Figura 4.10 - Dureza em kgf/mm2 em função dos números da escala de Mohs _____________________________________________________________________________ Re sis tê nc ia a o de sg as te a br as iv o [1 0 6 g .c m /c m 3 ] Dureza do abrasivo 100 500 10000 10 100 Dureza [kg/mm2] 5 20 50 200 200 2000 86 Tribologia EMC 5315 Rabinowicz considera que este efeito é de difícil explicação, não sendo ocasionado por uma única causa. Sugere que um dos possíveis causadores desse comportamento anômalo é a fragilidade. Se um material é endurecido, geralmente se torna mais frágil; com isso, e possível que durante a abrasão se formem partículas de desgaste com tamanho superior às dimensões geométricas da ranhura de desgaste. Em ensaios, foram observados volumes de desgaste excessivamente elevados para corpos de prova de aço bastante endurecidos e frágeis. A dependência do desgaste abrasivo da distancia de deslizamento é, também, complexa. Em situações onde a abrasão ocorre sempre com novas partículas abrasivas (ou novo papel abrasivo), o desgaste continua com volume constante ao longo do tempo. Entretanto, quando o sistema de escorregamento contém uma quantidade limitada de abrasivo, que é usada continuamente durante o deslizamento, o desgaste tende a diminuir enquanto o deslizamento continua. Alguns pesquisadores explicam essa diminuição do desgaste porque as partículas abrasivas tornam-se rombudas (figura 4.10). Outro fator provável de influencia é o entupimento do elemento abrasivo por partículas do material desgastado. Esses fragmentos de desgaste poderão, eventualmente, passar do nível dos grãos abrasivos e, no ponto considerado, a ação abrasiva cessa (figura 4.11). Figura 4.11 - a) Aparência da superfície abrasiva antes e depois do trabalho de desgaste, mostrando o arredondamento das asperezas; b) Superfície abrasiva entupida de fragmentos de desgaste. Em concordância com essa explicação do fenôneno, Mulhearn e Samuels constataram que a ação abrasiva cessa muito mais rapidamente com o uso de papel abrasivo de grão fino quando comparado com papel de grãos grossos. A variação do desgaste por abrasão com a carga tem sido relativamente menos pesquisada, entretanto, estudos de Avient, Goddard e Wilman (1960) que mediram o desgaste _____________________________________________________________________________ Superfície abrasiva antes do desgaste Superfície abrasiva após o desgaste Superfície abrasiva Partículas de desgaste aderente Número de Mohs A P A T IT A 1 7 1.000 0 10 100 D ur ez a [k g/ m m2 ] 8 932 4 65 10.000 O R T O S E Q U A R T ZO T O P A ZI O C O R IN D O N (F e 2O 3) D IA M A N T E T A LC O G IP S IT A C A LC IT A FL U O R IT A 87 Tribologia EMC 5315 Figura 4.12 - Provável aparência de um grão abrasivo fixado no material mais mole de um mancal. A geometria é tal que A2 > A1 (aproximadamente 3 vezes maior) e, então, se o material mole tem dureza igual a 1/3 da dureza do material duro, o grão será empurrado para dentro do material mole (acamamento). O dano produzido por essas partículas abrasivas geradas internamente dependerá do seu tamanho. Enquanto forem pequenas, o dano será limitado, não somente quando ocorre lubrificação limite com contato entre as superfícies sólidas, mas especialmente em condições de lubrificação fluida onde um filme de lubrificante, com uma determinada espessura, separa as superfícies deslizantes a maior parte do tempo. Conseqüentemente, a maior preocupação deverá ser com a formação de partículas realmente grandes. Esse tipo de partícula aparece como resultado da fadiga superficial do material que foi submetido a um número suficientemente grande de ciclos de tensão ou em metais frágeis suscetíveis a esse tipo de fratura. Esses fatores recomendam o uso de materiais com boas propriedades de fadiga e relativamente imunes a fraturas frágeis. De um certo modo, esses requisitos modificam o requisito de alta dureza enfatizado anteriormente. Em materiais como o aço para mancais do tipo 52.100 com dureza Rockwell C de 65, por exemplo o limite de fadiga não é superior ao do mesmo material endurecido com Rc 60, mas sua fragilidade é maior. Realmente, foi observado um grande volume de desgaste por abrasão em aços muito duros e muito frágeis. Isso se deve não só à formação de partículas abrasivas mas porque cada partícula tende a remover, como resultado de fratura frágil, um volume de material maior que o dado pela equação 4.26. Antes de concluir a discussão sobre desgaste por abrasão, é importante salientar que assim como materiais frágeis produzem um volume de desgaste maior do que o previsto através da equação 4.26, materiais com grande elasticidade produzem um volume de desgaste muito menor que o indicado por essa equação, porque a deformação do material ocasionada pelo abrasivo é elástica e não uma deformação plástica. Conseqüentemente, materiais altamente elásticos, ou elastômeros (borracha, por exemplo) são freqüentemente usados em ambientes abrasivos, muitas vezes com um desempenho melhor que materiais muito mais duros e fortes, mas com limites normais de deformação elástica. 4.4.3 Desgaste Dominante por Oxidação Em condições de escorregamento em velocidades elevadas o desgaste por oxidação pode ocorrer. A existência e a extensão deste tipo de desgaste, assim como a taxa de desgaste resultante, depende da capacidade que tem os materiais com movimento relativo em sofrer _____________________________________________________________________________ GRÃO ABRASIVO A 1 Superfície dura sendo desgastada Superfície mole do mancal A 2 90 Tribologia EMC 5315 oxidação, e é claro da presença de uma atmosfera oxidante (presença de oxigênio) nas imediações das superfícies em contato. Como observado no desgaste por fusão, a velocidades inferiores a 1 m/s os detritos resultantes do escorregamento de duas superfícies metálicas são principalmente metal, o que a alta velocidade tendem a ser basicamente óxido de ferro. Uma velocidade de 1 m/s é o suficiente para produzir picos de temperatura Qmáx. o suficientemente elevados (» 700 oC) para produzir oxidação. O valor de Qmáx. é fortemente dependente da velocidade e varia muito com o carregamento. A presença de um filme de óxido na interface pode ser o suficiente para reduzir o desgaste meramente pelo efeito supressivo de sua presença, ou pelo menos reduzir o grau de interação entre as superfícies. Contudo os filmes óxido são finos e apresentam elevada dureza e fragilidade, e o desgaste ocorre principalmente pelo arranque deste material da superfície. Em elevada velocidade, ou elevado carregamento, o filme óxido torna-se mais espesso e contínuo, apesar do calor gerado por atrito ser considerável, as camadas interiores subsequentes de material sofrem menor condução de calor da camada óxida, ou seja a camada óxida atua como um isolante térmico para as camadas internas. Contudo o calor gerado pode ser tal que o mesmo pode gerar deformações plásticas e até mesmo a fusão. O primeiro regime onde a camada de óxido é fina e frágil é denominado de desgaste por oxidação média, e o segundo é denominado de desgaste por oxidação severa, lembrando que severa e leve são a oxidação não a taxa desgaste. O desgaste por oxidação leve tem sido objeto de intensas pesquisas ao longo das últimas décadas. A aplicação da relação de Arrhenius leva a equação 4.36, a qual relaciona a taxa de desgaste v com parâmetros de operação. Qox=C e { −Qo RT max } ∗ P U (4.36) onde: Qox= taxa de desgaste; C = constante; Qo = energia de ativação de oxidação para ferro; R = Constante universal molar dos gases; Tmax. = Temperatura; P = pressão; e U = velocidade de escorregamento. Em caso de aços esse efeito pode ser complicado devido a formação de martensita. Algumas vezes o calor gerado em uma áspera, ou pico, aquecido provoca um fluxo de calor o suficientemente alto, na direção ao material de base das camadas interiores frias, que as vezes pode levar a formação de martensita, o que leva a um repentino aumento de dureza na superfície. _____________________________________________________________________________ ASPEREZA QUENTE MATERIAL FRIO FLUXO DE CALOR CAMADA DE ÓXIDO CAMADAS INTERNAS 91 Tribologia EMC 5315 Figura 4.13 – Exemplo mostrando o fluxo de calor em uma aspereza na superfície de aço submetido a atrito. Outro problema associado ao fluxo de calor gerado na ponta de uma aspereza, esta no aparecimento de tensões residuais na superfície, resultado da expansão volumétrica decorrentes da transformação martensítica. Velocidade maiores de deslocamento geram temperatura maiores, não levando somente ao aumento da taxa de oxidação, mas também resultando em um filme de óxido que pode estar amolecendo e se deformando localmente, absorvendo calor latente durante isto. O filme fino nessa região de desgaste por oxidação severa subseqüentemente flui e se espalha por regiões mais frias da superfície de forma tão eficiente distribuindo esta energia com a solidificação do óxido. Assim a fusão de picos de asperezas é uma forma de uma forma mais uniforme de redistribuir o calor que flui para interior da superfície. Uma sensível idealização sobre a natureza e severidade dos contatos dos picos de asperezas foi realizada por Lim e Ashby em 1987 em uma tentativa de modelar o processo de oxidação, equação 4.35. Qox= f m∗{APB P U } (4.37) onde: A e B são parâmentros próprios dos materiais; e fm = fator de perda de oxido da superfície (Willians, 1994). 4.4.4 Desgaste por Fadiga Superficial Quando duas superfícies atuam em contato com rolamento, o fenômeno de desgaste é diferente do desgaste que ocorre entre superfícies que escorregam. Em superfícies em contato com rolamento surgem tensões de contato, segundo Herz, as quais produzem tensões de cisalhamento cujo valor máximo ocorre logo abaixo da superfície. Com o movimento de rolamento, a zona de contato desloca-se, de modo que a tensão de cisalhamento varia de zero a um valor máximo e volta a zero, produzindo tensões cíclicas que podem levar a uma falha por fadiga do material. Abaixo da superfície pode se formar uma trinca que se propaga devido ao carregamento cíclico podendo chegar à superfície lascando-a e fazendo surgir uma partícula superficial macroscópica com a correspondente formação de uma cavidade (pit). Essa ação, chamada de desgaste por fadiga superficial, é um modo comum de falha em mancais de rolamento, dentes de engrenagens, cames e em partes de .máquinas que envolvem superfícies em contato com rolamento. As características do processo de desgaste por fadiga são: 1 - As partículas que são removidas tendem a ser grandes, ou seja, sua dimensão e da ordem da área de contato sob tensão (ordem de grandeza de l00m), enquanto que as partículas características de um desgaste por adesão para o material considerado seriam bem menores (ordem de grandeza de 30m). 2 - A forma mais característica de uma cavidade formada pelo processo é de um leque, conforme mostra a figura 4.14. _____________________________________________________________________________ 92 Tribologia EMC 5315 direção de deslizamento e podendo causar a remoção de material geralmente sob a forma de pequenos detritos. Neste regime o comportamento do desgaste geralmente segue a equação de Archard (equação – 4.6) é o principal objetivo de qualquer modelo é predizer o coeficiente de desgaste K em função dos parâmetros do material e processo. Como a velocidade passa a ter uma contribuir com uma parcela muito pequena do desgaste, o regime de desgaste é melhor representado pelos mapas como os da figura 4.16, os quais levam em conta alguns parâmetros geométricos e qualidade superficial. • Desgaste por Acomodação ou Partida (amaciamento) O desgaste por acomodação ou desgaste de partida, popularmente conhecido como amaciamento, é caracterizado como sendo o processo desgaste gerado pela acomodação da superfície de componentes submetidos a movimento relativo, com carregamento leve ou plena, pela primeira vez. Este tipo de desgaste é resultante da melhoria da conformidade, topografia e compatibilidade tribológica, sendo muito comum em máquinas com lubrificação produzidas em série, tais como motores automotivos e caixas de redução. Nesta condição a taxa de desgaste inicial é elevada, diminuindo a medida que as asperezas vão sendo removidas ou aplainadas e as superfícies em contato vão se acomodando. Assumindo que os detritos gerados no inicio são removidos, este tipo de desgaste tende a se estabilizar, o que permite após este período que o equipamento possa ser utilizado a pleno desempenho. O mecanismo de desgaste de partida na realidade é uma combinação de mecanismo, principalmente adesão e abrasão, os quais operam simultaneamente. Uma vez passada a fase de amaceamento a taxa de desgaste diminui mantendo-se estável durante a vida útil do sistema. A figura 4.16 apresenta um gráfico típico de desgaste ao longo da vida de um componente, onde no período inicial a taxa desgaste é relativamente alta seguindo um período de taxa menor o qual termina quando o mecanismo de fadiga passa a dominar. Figura 4.16 - Gráfico típico de desgaste ao longo da vida de um componente. • Desgaste por Corrosão Esta forma de desgaste ocorre quando o ambiente que envolve a superfície de deslizamento interage quimicamente com ela. Se o produto da reação é raspado da superfície, desgaste corrosivo terá ocorrido. O primeiro estágio do desgaste por corrosão é o ataque corrosivo da superfície. Este estágio do processo de desgaste e idêntico ao que ocorre em um processo normal de corrosão. Quando uma superfície nua (por exemplo um metal) é exposta a um meio com o qual pode reagir, ocorre uma rápida reação inicial, que irá diminuindo como tempo, (figura 4.17a). Associada -a diminuição dessa reação está a formação de um filme coeso na superfície que separa os dois elementos reativos, mais ou menos de modo perfeito. Para esse tipo de _____________________________________________________________________________ DISTÂNCIA OU TEMPO V O LU M E M É D IO PARTIDA ESTABILIZAÇÃO 95 Tribologia EMC 5315 combinação de materiais e ambientes (por exemplo alumínio e ar) a reação química cessa completamente após uma certa profundidade (para o .alumínio é de ordem de 2.l0-6cm) de produto da reação formado. Em alguns casos, a reação química continua indefinidamente na mesma relação inicial (figura 4.17b) seja porque não há formação de filme protetor, seja porque o filme é poroso, frágil, ou se estilhaça. Nestas circunstâncias ocorre perda de material da superfície mas que é independente de qualquer escorregamento que possa ocorrer, e que é determinada pelas características do processo corrosivo. (a) (b) Figura 4.17 - Relação corrosão tempo para um sistema a.) em que se forma um produto da reação protetor e b.) em que não se forma filme, ou mesmo, que o filme não protege a superfície. O segundo passo no processo de desgaste corrosivo consiste da raspagem do filme de produto da reação, como resultado do escorregamento entre as superfícies do sistema. Quando isto ocorre, a superfície nua e novamente exposta e o ataque corrosivo continua. O processo de corrosão pode ocorrer simultaneamente as condições de desgaste por adesão ou por abrasão. Se o produto da corrosão é duro e abrasivo, partículas provenientes do processo corrosivo que possam existir entre as superfícies em contato, acelerarão o desgaste abrasivo. Por outro lado, em alguns casos, principalmente quando o processo dominante é o desgaste por adesão, são utilizados produtos corrosivos, como fosfatos, sulfetos e cloretos metálicos que formam um filme macio proveniente da ação corrosiva, com baixos volumes de desgaste e com boas características lubrificantes (baixo atrito, bom acabamento superficial). Os lubrificantes usados em processos de corte de metais freqüentemente contem cloro, enxofre e fósforo como aditivos para encorajar um desgaste corrosivo em lugar do desgaste por adesão que de outro modo ocorreria. Sulfetos hidrogenados gasosos e hidrocarbonetos halogenados são usados com o mesmo propósito em lubrificantes de extrema pressão (lubrificantes E.P.). Até o momento não se dispõe de bons modelos quantativos que possam permitir previsões da profundidade de desgaste sob condições de desgaste corrosivo, embora sugira, para os casos em que um filme protetor se forma, um valor de k = 10-4 a l0-5 como possível de ser usado praticamente. Esse valor situa-se entre valores de escorregamento sem lubrificação e valores válidos para superfícies em condições de lubrificação limite. _____________________________________________________________________________ D es ga st e po r c or ro sã o Tempo D es ga st e po r c or ro sã o Tempo 96 Tribologia EMC 5315 CAPÍTULO 5 PROJETANDO PARA DESGASTE 5.1 Introdução Sempre que houver a necessidade de deenvolver projetos onde haja movimento relativo entre dois componentes, o projetista deve estar preparado para lidar com o problema de desgaste. É ponto comum entre os tribologistas que seria impraticável pretender dispor de uma tabela de coeficientes de desgaste que fornecesse valores para todos os pares de materiais sólidos conhecidos. /estando esses pares sob condição de contato de escorregamento a seco, ou sob todos os possíveis estados de lubrificação e contaminação. Então, nest ecapítulo são apresentados dois procedimentos de projeto para desgaste possíveis de serem aplicados. Um primeiro procedimento é listar valores de coeficientes de desgaste para um número limitado de combinações sob um número limitado de condições de teste e esperar que, ao consultar a tabela, o projetista encontre uma condição de ensaio que seja o mais aproximado o possível da condição real que se apresente. Este é o procedimento seguido nas primeiras _____________________________________________________________________________ 97