ANÁLISE TÉCNICA DAS ALTERAÇÕES DE MATERIAL E TRATAMENTO TÉRMICO DO ANEL EXTERNO DE UM CONTRA-RECUO.

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1 UNIVERSIDADE SÃO FRANCISCO Engenharia Mecânica Automação e Sistemas CELSO ZEM JUNIOR GUSTAVO DE GIOVANI QUINTANA PEDRO VICTOR PIOVESANA ZANETTI RAFAEL VINICIUS TORSO ANÁLISE TÉCNICA DAS ALTERAÇÕES DE MATERIAL E TRATAMENTO TÉRMICO DO ANEL EXTERNO DE UM CONTRA-RECUO. Itatiba São Paulo Brasil 2014

2 1 CELSO ZEM JUNIOR RA: GUSTAVO DE GIOVANI QUINTANA RA: PEDRO VICTOR PIOVESANA ZANETTI RA: RAFAEL VINICIUS TORSO RA: ANÁLISE TÉCNICA DAS ALTERAÇÕES DE MATERIAL E TRATAMENTO TÉRMICO DO ANEL EXTERNO DE UM CONTRA-RECUO. Monografia apresentada ao Curso de Engenharia Mecânica - Automação e Sistemas da Universidade São Francisco, como requisito parcial para a graduação em Engenharia Mecânica. Orientador: Prof. Fernando Cesar Gentile Itatiba São Paulo Brasil 2014

3 ANÁLISE TÉCNICA DAS ALTERAÇÕES DE MATERIAL E TRATAMENTO TÉRMICO DO ANEL EXTERNO DE UM CONTRA-RECUO. 2 CELSO ZEM JUNIOR GUSTAVO DE GIOVANI QUINTANA PEDRO VICTOR PIOVESANA ZANETTI RAFAEL VINICIUS TORSO Monografia defendida e aprovada em 08 de Dezembro de 2014 pela Banca Examinadora assim constituída: Prof. Dr. Fernando César Gentile (Orientador) USF Universidade São Francisco Itatiba SP. Prof. Paulo Eduardo Silveira (Membro Interno) USF Universidade São Francisco Itatiba SP. Prof. André Luís Pissolatti (Membro Interno) USF Universidade São Francisco Itatiba SP.

4 3 "Aprender é a única coisa de que a mente nunca se cansa, nunca tem medo e nunca se arrepende." (Leonardo da Vinci)

5 4 Aos nossos pais pelo apoio e incentivo em toda a carreira acadêmica. Aos nossos amigos e colegas que nos apoiam sempre que necessário e nos proporcionaram momentos de alegrias e descontrações. Aos nossos professores pelos conhecimentos compartilhados. Somos eternamente gratos a todos.

6 5 Agradecimentos Agradecemos primeiramente a Deus por nos propiciar o dom da vida e assim nos permitir concluir mais uma etapa de nossas vidas. lados. Agradecemos aos nossos pais pelo auxilio e dedicação, por estarem sempre aos nossos Ao nosso orientador Prof. Fernando Cesar Gentile, que nos auxiliou em todo o desenvolvimento do trabalho com seus conhecimentos. Agradecemos ao Prof. Carmo Pellicari de Lima, pelo apoio inicial onde foi nosso orientador na primeira etapa deste projeto. Ao Prof. Celso de Godoy pelos auxílios com a parte prática do TCC, assim como os funcionários José Antônio Baptista e João Paulo Roson. A empresa Vulkan do Brasil que nos possibilitou realizar o trabalho, fornecendo materiais para investigação e auxílios técnicos quanto ao produto. A empresa Grammer do Brasil que nos cedeu o espaço do laboratório para a realização de alguns estudos.

7 6 Sumário Lista de siglas... 7 Lista de símbolos... 8 Lista de Figuras Listas de Tabelas Resumo INTRODUÇÃO OBJETIVO JUSTIFICATIVA REVISÃO BIBLIOGRÁFICA Contra-Recuo Ligas Ferrosas Aços Carbonos Aços Ligados Aço SAE Aço SAE Tratamentos térmicos Têmpera Têmpera superficial Revenimento Tratamentos termoquímicos Cementação Fadiga superficial Contato entre cilindros METODOLOGIA Descrição da peça Determinação da espessura mínima da camada tratada Medida da espessura da camada tratada Ensaio de microdureza Resultados e discussões Cálculo das tensões Hertzianas Dureza e micrografia Discussões dos resultados CONCLUSÃO REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 75

8 7 Lista de siglas AISI ASM ASTM SAE UNS American Iron and Steel Institute American Society for Metals American Society for Testing and Materials Society of Automotive Engineers Unified Numbering System

9 8 Lista de símbolos % Por cento T sin C Si Cr H N O Mn Mo HRC HV Aproximadamente temperatura seno Carbono Silício Cromo Hidrogênio Nitrogênio Oxigênio Manganês Molibdênio Dureza na escala Rockell C Dureza na escala Vickers C Graus Celsius Pa M k G mm W Pascal Mega kilo giga milímetros Watt

10 9 Cm² Hz N centímetro quadrado Hertz Newton µm micro metro ml Kgf Nm rpm h mililitros quilo grama força Newton metro rotação por minuto hora graus min π á minuto Metade da largura da área de contato [mm] Constante geométrica Força [N] pi Comprimento do contato [mm] Pressão máxima de contato [Pa] Raio de curvatura do rolete [mm] Constante do material do rolete Coeficiente de Poisson do material do rolete Módulo de Elasticidade do material do rolete [Pa] Raio de curvatura do anel externo [mm] Constante do material do anel externo

11 10 Coeficiente de Poisson do material do anel externo Módulo de Elasticidade do material do anel externo [Pa] Tensão normal no eixo x [Pa] Tensão normal no eixo y [Pa] á Tensão normal no eixo z [Pa] Tensão normal equivalente a máxima tensão cisalhante [Pa] Máxima tensão cisalhante [Pa] á Localização em z da máxima tensão cisalhante [mm] Torque máximo de projeto [Nm] Número de roletes utilizados Diâmetro dos roletes [m] Ângulo de aplicação da força [ ] Fator de segurança

12 11 Lista de Figuras Figura 2-1 Classificação de embreagens e freios (NORTON, 2004 p. 819) Figura 2-2: Sistema de acionamento de correia transportadora com Contra-Recuo (Do autor) Figura 2-3: Sistema de acionamento auxiliar com roda livre (Do autor) Figura 2-4: Corte do Contra-Recuo, mostrando os detalhes internos (Do autor) Figura 2-5: Detalhe do cubo, rolo cilíndrico e anel externo (Do autor) Figura Curva TTT do aço AISI/SAE 4140 (VOORT, 1991) Figura Curva TTT do aço AISI/SAE 8620 (LUCEFIN GROUP) Figura Diagrama esquemático de transformação para têmpera e revenido (CHIAVERINI, 1987, p. 63) Figura Exemplos de campos magnéticos e correntes induzidas produzidas por bobinas de indução (CHIAVERINI, 1996, pg. 123) Figura Fluxograma do processo de têmpera por indução em tubos (Do autor). 34 Figura Influencia do tempo e da temperatura na penetração superficial de carbono (CHIAVERINI, 1987 p. 100) Figura 2-12 Distribuições de pressões nas superfícies de contato para contato entre esferas e cilindros respectivamente. (NORTON, 2004, p.415) Figura Circulo de Mohr estado geral de tensões (BEER, 2011, p.695) Figura 3-1 Anel externo do Contra-Recuo forma 210, tamanho 10 (Do autor) Figura Anel seccionado em varias partes, mais amostra (Do autor) Figura Cortador de disco abrasivo Arotec - arocor 40 (Do autor) Figura Lixadeira Arotec Aropel E (Do autor)

13 12 Figura Discos abrasivos utilizados no lixamento (Do autor) Figura Polidora rotativa Struers DP-10 (Do autor) Figura Disco de polir Struers MD Nap e pasta diamantada Struers Dia-Duo2 (Do autor) Figura Amostra com acabamento espelhado (Do autor) Figura Microscópio Olympus SZ61 (Do autor) Figura Espessura da camada cementada do SAE 8620 (Do autor) Figura Espessura da camada temperada do SAE 4140 (Do autor) Figura Embutidora Arotec PRE3Mi, desmoldante e baquelite Arotec (Do autor) Figura Amostras embutidas, lixadas, polidas e atacadas quimicamente (Do autor) Figura Detalhe da peça mostrando profundidades de medição de dureza e tratamento (Do autor) Figura Microdurômetro Clemex Vickers com range HV0,005 a 1,00Kg (Do autor) Figura Gráfico com as tensões principais encontradas para cada eixo, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor) Figura Circulo de Mohr para obtenção da máxima tensão de cisalhamento no ponto z = 0,213 [mm] (Do autor) Figura Gráfico com os valores da tensão normal equivalente, obtidos através do critério da máxima tensão de cisalhamento, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor) Figura Dureza Rockwell C em função da profundidade (Do autor)

14 13 Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 0,2 mm da superfície (Do autor) Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 0,4 mm da superfície (Do autor) Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 0,6 mm da superfície (Do autor) Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 0,8 mm da superfície (Do autor) Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 1 mm da superfície (Do autor) Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 1, 2 mm da superfície (Do autor) Figura Microestrutura das amostras a uma profundidade de 4 mm da superfície (Do autor) Figura Gráfico com as tensões normais encontradas para os planos de tensões, a tensão normal equivalente e o limite de escoamento do material, observadas desde a superfície até a profundidade de 1,4 [mm] (Do autor)

15 14 Listas de Tabelas Tabela 1: Sistema SAE, AISI e UNS de classificação dos aços (CHIAVERINI, 7ed. 1996) Tabela 2: Composição química do SAE 4140 ( ASM Handbook,1990, vol.1) Tabela 3: Composição química do SAE 8620 (ASM Handbook,1990, vol.1) Tabela 4 - Propriedades mecânicas típicas do aço SAE 4140 tratado termicamente (adaptada ASM Handbook, 1991, vol.4) Tabela 5 - Dados de projeto e materiais utilizados (Do autor) Tabela 6 - Valores de tensões principais para cada eixo, variando em 0,05[mm], desde a superfície da peça até o final da camada tratada especificada em projeto (Do autor) Tabela 7 - Valores da tensão normal equivalente, obtidos através do critério da máxima tensão de cisalhamento (Do autor) Tabela 8 - Durezas encontradas através da microdureza na peça cementada e temperada (Do autor)

16 15 Resumo O presente estudo tem como principal objetivo a averiguação e comprovação da alteração de material e tratamento térmico do anel externo do contra-recuo, inicialmente manufaturado em SAE 8620 com tratamento termoquímico de cementação, e alterado para SAE 4140 com tratamento térmico de tempera por indução. O contra-recuo é um equipamento muito utilizado na indústria com intuito de evitar o retrocesso de máquinas num sentido indesejado ou auxiliar em acionamentos de grande porte. As análises de eficácia das alterações foram feitas por meio de cálculos analíticos das tensões Hertzianas, dos ensaios de dureza e ensaios metalográficos das amostras retiradas de ambas as peças e da comparação dos resultados obtidos. Com base nestes dados, conclui-se que a alteração do material e tratamento térmico quanto a espessura mínima de camada tratada foi satisfatória, porém, com relação aos quesitos das propriedades mecânicas necessárias para a aplicação, os resultados são insatisfatórios. PALAVRAS-CHAVE: Contra-recuo. Tensões Hertzianas. Ensaio de dureza. Metalografia.

17 16 1 INTRODUÇÃO O presente trabalho apresenta uma análise técnica, através de ensaios metalográficos e cálculos analíticos, de alterações de material e tratamento térmico em peças de um modelo da linha de produtos VULKAN do Brasil Ltda., o Contra Recuo A VULKAN do Brasil Ltda. é uma empresa que atua na América do Sul há mais de 35 anos, com sua filial instalada no Brasil na cidade de Itatiba-SP, atuando no fornecimento de equipamentos de transmissão de potência e frenagem para indústrias dos setores de mineração e siderurgia, além de fornecer também equipamentos para linha branca de ar-condicionado e refrigeração, atuando com a tecnologia Lokring de união de tubos sem solda. Inicialmente os anéis dos contra-recuos eram fabricados em SAE 8620 e tratados termoquímicamente por cementação em banho de cianeto, o que acarretava alguns problemas com relação a custo e qualidade. Devido aos problemas de qualidade encontrados, era necessário obter um sobre metal elevado, que acarretava em maior tempo de usinagem das peças, impactando diretamente nos custos de produção. Desta forma, foram adotadas algumas alterações relativas a material e tipo de tratamento. Atualmente as peças são fabricadas em SAE 4140 e tratadas termicamente através de têmpera e revenimento superficial, realizado somente na superfície que será submetida as tensões de contato. Desta forma, os problemas de qualidade, antes encontrados devido ao empenamento das peças, foram reduzidos e assim o sobremetal necessário para atender as tolerâncias geométricas das peças é menor, reduzindo o custo de produção. Essas alterações foram realizadas pela empresa sem um estudo analítico ou uma análise crítica com relação às características técnicas dos tratamentos e materiais utilizados, apenas realizando testes mecânicos para comprovação das alterações.

18 OBJETIVO O presente trabalho tem como objetivo comprovar, através de análises metalográficas, ensaios mecânicos e cálculos analíticos, que as alterações realizadas pela empresa VULKAN do Brasil Ltda. no tratamento para endurecimento superficial do contra-recuo mantém as caraterísticas necessárias para o funcionamento adequado do componente. 1.2 JUSTIFICATIVA Devido aos problemas de qualidades e custo previamente citados e a ausência de um estudo técnico-científico, o presente trabalho irá apresentar cálculos de tensão de Hertz, ensaios mecânicos de dureza e metalográficos para a comprovação da viabilidade técnica das alterações realizadas.

19 18 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Contra-Recuo Conforme NORTON (2004, p.819) existem vários tipos de embreagens de sentido único, dentre elas situam-se as embreagens de escovas e embreagens de roletes, ambas possuem pistas internas e externas de rolagem em que o vão formado é preenchido com as tais escovas de formato incomum ou roletes. Estes mecanismos permitem o movimento unidirecional, porém quando se der por algum motivo a inversão do sentido de giro, o mecanismo tende a bloquear o movimento. Resumidamente podem-se verificar os mecanismos citados na Figura 2-1: Figura 2-1 Classificação de embreagens e freios (NORTON, 2004 p. 819)

20 19 Segundo NIEMANN (1971, p.153), os contra recuos e rodas livres, também chamados de acoplamentos direcionais, funcionam de forma que, quando se dá o atraso do lado acionado, este se torna livre, e quando ocorre o adiantamento do lado do acionamento, o equipamento trava (acopla). Considerando que a montagem do equipamento ocorra entre uma peça girante e uma fixa, pode-se empregá-lo de diferentes formas: 1º - Como Recuo Bloqueado: No acionamento de correias transportadoras, máquinas de levantamento, elevadores, bombas e máquinas de obras civis, com intuito de evitar o retrocesso da carga quando se der alguma falha ou interrupção do acionamento. Na Figura 2-2 nota-se a utilização do equipamento no sistema de acionamento de uma correia transportadora. Contra-Recuo Correia transportadora Sistema de acionamento Figura 2-2: Sistema de acionamento de correia transportadora com Contra-Recuo (Do autor). 2º - Como roda livre ou como acoplamento de adiantamento: Neste caso o lado acionado deve continuar girando quando o acionamento deve estar parado ou atrasado em relação ao outro. Esta propriedade do equipamento é bastante explorada no acionamento de ventiladores ou exaustores, que no momento do desligamento tendem a continuar girando devido à própria inércia, enquanto o lado acionamento está parado, pois já está desconectado das hélices. Com este mesmo intuito, as rodas livres também são empregadas em acionamentos auxiliares de turbinas a vapor, motores a combustão, ou em motores elétricos de alta potência. Conforme Figura 2-3, nota-se a roda livre associada a um acoplamento elástico entre o motor maior e o acionamento secundário.

21 20 Roda livre Figura 2-3: Sistema de acionamento auxiliar com roda livre (Do autor). Ainda segundo NIEMANN (1971, p.153), o Contra-Recuo basicamente é constituído de um núcleo com catracas, denominado de cubo ou estrela interna, que se caracteriza como um sistema de pré-molejo (pinos e molas) com a finalidade de evitar um carregamento desigual nos corpos de travamento (rolos cilíndricos) contra o anel externo. A Figura 2-4 mostra em corte os detalhes internos do equipamento. Figura 2-4: Corte do Contra-Recuo, mostrando os detalhes internos (Do autor).

22 21 No sentido de giro livre do equipamento, devido à força centrífuga, os rolos cilíndricos se desencostam do anel externo possibilitando o movimento. Vale ressaltar que, mesmo em giro livre, os pinos e molas de acionamento mantem o rolo cilíndrico sempre na posição de travamento, de modo que, quando seja solicitado, o bloqueio seja imediato e com o mínimo de escorregamento. No momento do travamento do Contra-Recuo, o par de atrito de auto retenção atua como trava, como nota-se na Figura 2-5: Figura 2-5: Detalhe do cubo, rolo cilíndrico e anel externo (Do autor). Conforme Figura 2-5, o rolo cilíndrico é pressionado contra o cubo e contra o anel externo, evitando que ocorra o giro no sentido horário. 2.2 Ligas Ferrosas Segundo CALLISTER (2008, p.259) Ligas ferrosas aquelas nas quais o ferro é o constituinte principal são produzidas em maiores quantidades do que qualquer outro tipo de metal. São formadas por várias classes de aços: Aços ao Carbono, aços ligados, aços inoxidáveis, aços ferramenta, ferros fundidos e superligas ferrosas. As ligas ferrosas têm como seu principal elemento o ferro, e tem sua maior utilização nos ramos de engenharia e são divididas em dois grupos: aços com até 2,14% de carbono e ferros fundidos com carbono acima de 2,14%. Os aços são classificados pelas normas AISI/SAE e UNS com uma

23 numeração fixa que definem os elementos que os compõem e suas propriedades mecânicas conforme Tabela Tabela 1: Sistema SAE, AISI e UNS de classificação dos aços (CHIAVERINI, 7ed. 1996). Designação AISI-SAE UNS Tipos de aço 10XX G10XXX Aços-carbonos comuns 11XX G11XXX Aços de usinagem fácil, com alto S 12XX G12XXX Aços de usinagem fácil, com alto P e S 15XX G15XXX Aços-Mn com manganês acima de 1% 13XX G13XXX Aços-Mn com 1,75% de Mn médio 40XX G40XXX Aços-Mo com 0,25% de Mo médio 41XX G41XXX Aços-Cr-Mo com 0,4 a 1,1% de Cr em 0,08 a 0,35% de Mo 43XX G43XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 1,65 a 2% Ni, 0,4 a 0,9% de Cr e 0,2 a 0,3% de Mo 46XX G46XXX Aços-Ni-Mo com 0,7 a 2% de Ni e 0,15 a 0,3% de Mo 47XX G47XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 1,05% de Ni, 0,45% de Cr e 0,2% de Mo 48XX G48XXX Aços-Ni-Mo com 3,25 a 3,75% de Ni e 0,2 a 0,3% de Mo 51XX G51XXX Aços-Cr com 0,07 a 1,1% de Cr E51100 G51986 Açõs-Cromo (forno elétrico) com 1% de Cr E52100 G52986 Aços-Cromo (forno elétrico) com 1,45% de Cr 61XX G61XXX Aços-Cr-V com 0,6 ou 0,95% de Cr e 0,1 ou 0,14 de V min. 86XX G86XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 0,55% de Ni, 0,5% de Cr e 0,2% de Mo 87XX G87XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 0,55% de Ni, 0,5% de Cr e 0,25% de Mo 88XX G88XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 0,55% de Ni, 0,5% de Cr e 0,3 a 0,4% de Mo 9260 G92XXX Aços-Si com 1,8% a 2,2% de Si 50BXX G50XXX Aços-Cr com 0,2 a 0,6% de Cr e 0,0005 a 0,003% de Boro 51B60 G51601 Aços-Cr com 0,8% de Cr e 0,0005 a 0,003% de Boro 81B45 G81451 Aços-Ni-Cr-Mo com 0,3% de Ni, 0,45% de Cr, 0,12% de Mo e 0,0005 a 0,003% de Boro 94BXX G94XXX Aços-Ni-Cr-Mo com 0,45% de Ni, 0,4% de Cr, 0,12% de Mo e 0,0005 a 0,003% de Boro 2.3 Aços Carbonos Conforme CALLISTER (2008, p.260) os aços carbono são compostos por elementos químicos como ferro, carbono, manganês e silício, e também por enxofre e fósforo, que são classificados como impurezas em sua composição química. Os aços são classificados por padrões AISI/SAE da serie 10XX, na qual os dois últimos dígitos indicam o percentual centesimal de carbono em sua massa. Podem-se classificar os aços carbono em três classes: Aços com baixo teor de carbono, aços de médio teor de carbono e aços de alto teor de carbono. Os aços de baixo teor de carbono podem ter em sua composição química até 0,25% de carbono e tem como características: ductilidade, tenacidade, boa soldabilidade, capacidade de

24 23 se conformar plasticamente e baixo custo, porém não apresentam boa resposta ao tratamento térmico de têmpera. Suas principais aplicações são tubos, chapas, arames e peças estampadas. Aços de médio teor de carbono podem ter em sua composição de 0,25% a 0,60% de carbono. Tem uma boa resposta a tratamentos térmicos, porém não atingem altos índices de dureza. Em comparação aos aços de baixo teor de carbono, apresentam maior resistência mecânica e menor ductilidade e tenacidade. Suas aplicações são: engrenagens, eixos árvore, e ferramentas manuais. Aços de alto teor de carbono tem concentração acima de 0,6% de carbono, apresentam durezas elevadas após o tratamento térmico de têmpera. Dentre os aços carbonos são os que apresentam maior resistência mecânica e menor tenacidade e ductilidade. Suas principais aplicações são: limas, serras, facas. 2.4 Aços Ligados Segundo CHIAVERINI (1996, p.200) os aços ligados são materiais aos quais são adicionados elementos de liga para melhorar certas propriedades do aço ao carbono comum, como por exemplo, aumentar a temperabilidade de peças de seções mais espessas; aumentar a resistência à oxidação; aumentar a resistência ao desgaste; melhorar a difusão de carbono em certos aços destinados à cementação; melhorar a usinabilidade, entre outros. São considerados aços ligados os aços que possuem elementos residuais acima dos teores normais ou quando há a presença de novos elementos de liga, dentre eles pode-se citar: Aços de baixa liga: cujo teor de elementos de liga total não ultrapassa o valor 5,0%. Conforme CHIAVERINI (1996, p.200) Nestes aços, a quantidade total de elementos de liga não é suficiente para alterar profundamente as estruturas dos aços resultantes, assim como a natureza dos tratamentos térmicos a que devam ser submetidos. Aços de alta liga são aqueles cujo teor mínimo de elementos de liga está entre 10 e 12%. Nestas proporções geram-se alterações significativas tanto na estrutura dos aços, quanto nos posteriores tratamentos térmicos e termoquímicos, geralmente facilitando-os.

25 Aço SAE 4140 Conforme (ASM Handbook, 1990, vol.1) de uma forma geral estes aços possuem grande empregabilidade em uma série de aplicações, entre eles os aços de baixa liga da família SAE 41xx. Esses aços são ligados ao Cromo ( 1%) e ao Molibdênio ( 0,2%) e atingem alta resistência através de tratamentos térmicos de têmpera. AISI/SAE 4140 é utilizado em aplicações que requeiram uma combinação de dureza moderada e boa resistência. Devido ao seu maior teor de carbono, o aço 4140 tem uma grande capacidade de endurecimento, possui uma boa resistência mecânica e resistência à fratura, e também uma elevada resistência à fadiga. A composição química do aço 4140 se encontra ilustrado na Tabela 2. Tabela 2: Composição química do SAE 4140 ( ASM Handbook,1990, vol.1). AISE/SAE 4140 C Si Mn Cr Mo Mínimo 0,38 0,10 0,75 0,80 0,15 Máximo 0,43 0,35 1,00 1,10 0,25 No aço 4140, através de tratamentos de têmpera convencional e tratamentos térmicos, é possível obter uma resistência à tração de até 1650 MPa. A temperatura de trabalho para utilização do aço 4140 pode chegar até 480 C. Acima dessa temperatura, a resistência do aço diminui bruscamente. Para forjamento, geralmente o aço 4140 é aquecido a temperatura de 1100 até 1200 C, depois a temperatura de acabamento do aço não deve ser inferior a 980 C. As peças devem ser resfriadas lentamente após moldagem a quente. Este aço tem uma boa soldabilidade, podendo ser utilizado qualquer um dos métodos convencionais de solda (ASM Handbook,1990, vol.1). O aço 4140 é fabricado em forma de barras, hastes, peças forjadas, chapas, placas, tiras e peças fundidas. Este aço é empregado em peças que exigem elevada dureza, resistência e tenacidade, sendo de uso na fabricação de automóveis, aviões, virabrequins, bielas, eixos, engrenagens, armas, parafusos, equipamentos para petróleo, dentre outros.

26 25 Conforme (ASM Handbook,1990, vol.1) tratamentos térmicos normais que são geralmente aplicados ao aço 4140 são: Recozimento: O tratamento deve ser feito na temperatura próxima de 850ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar lentamente no forno. Normalização: O tratamento deve ser feito na temperatura próxima de ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar ao ar. Em casos especiais pode se utilizar ar forçado. Têmpera: Austenitizar em temperatura entre ºC. Aquecer por 1 hora para cada 25 mm de espessura e adicionar 1 hora para cada 25 mm adicionais. Resfriar em óleo ou polímero. O resfriamento em polímero conduz a menor variação dimensional e maior homogeneidade microestrutural. Revenimento: Deve ser realizado imediatamente após a têmpera quando a temperatura atingir aproximadamente 70ºC. A temperatura de revenimento deve ser selecionada de acordo com a dureza especificada no componente. Para isto, é necessário utilizar a curva de revenimento do aço. Manter na temperatura de revenimento por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Não revenir entre ºC por causa da fragilidade ao revenido. Nitretação: Este aço pode ser nitretado para elevar a resistência ao desgaste pelo endurecimento superficial. A dureza máxima depende da condição prévia de tratamento térmico. Componentes beneficiados antes da nitretação terão melhor característica de endurecimento atingindo dureza máxima próxima de 64 HRC. Recomenda-se profundidade de endurecimento entre 0,30 e 0,60 mm. Têmpera Superficial: Pode ser realizada por processo de chama ou indução para durezas superiores a 55 HRC. O AISI/SAE 4140, assim como outros aços, possui uma curva TTT que apresenta a composição microestrutural do aço para determinadas temperaturas de tratamento por tempo em que o material é submetido à temperatura. Para o AISI/SAE 4140 observamos sua curva na Figura 2-6

27 Aço SAE 8620 Figura Curva TTT do aço AISI/SAE 4140 (VOORT, 1991). Os aços de baixa liga da família SAE 86xx, geralmente utilizados para construção mecânica, são ligados ao Níquel ( 0,6%), Cromo ( 0,6%) e ao Molibdênio ( 0,2%) assim sendo considerados aços de boa temperabilidade. AISI/SAE 8620 é um aço utilizado para cementação em aplicações às quais requerem uma superfície com maior dureza, mantendo o seu núcleo mais dúctil. Sendo um aço para cementação, o aço 8620 consegue atingir, depois de temperado, uma dureza superficial de até 62 HRC, apresentando grande resistência ao desgaste, enquanto em seu núcleo a dureza varia entre 30 e 45 HRC, mantendo o aço com boa resistência mecânica e também com resistência à fratura. A composição química do aço 8620 conforme a Tabela 3. Tabela 3: Composição química do SAE 8620 (ASM Handbook,1990, vol.1). AISE/SAE 8620 C Mn Ni Cr Mo Mínimo 0,18 0,70 0,40 0,40 0,15 Máximo 0,23 0,90 0,70 0,60 0,25

28 27 Para a realização do forjamento do aço 8620, ele deve ser aquecido à temperatura máxima de 1240 C, e a temperatura mínima não deve ser inferior a 900 C. As peças devem ser resfriadas lentamente após moldagem a quente. Este aço tem uma boa usinabilidade e também uma boa soldabilidade. O aço 8620 é fabricado em forma de barras, hastes, peças forjadas, chapas, placas, tiras e peças fundidas. Utilizado em componentes mecânicos onde há exigência de dureza superficial obtida pelo processo de cementação, como; pinos guia, anéis de engrenagem, colunas, cruzetas, catracas, capas, eixos, coroas, virabrequins, pinos, guia, pinhões, engrenagens em geral. Conforme (GGDMETALS) tratamentos térmicos normais que são geralmente aplicados ao aço 8620 são: Recozimento: O tratamento deve ser feito na temperatura entre ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar no forno. Normalização: O tratamento deve ser feito na temperatura próxima de ºC por no mínimo 1 hora para cada 25 mm de espessura. Resfriar ao ar. Em casos especiais pode se utilizar ar forçado. Cementação: Podem ser utilizados os processos de cementação em caixa, a gás ou em banho de sal. A temperatura deve estar entre ºC. O tempo de cementação deve ser controlado em função do potencial de carbono e da profundidade de endurecimento especificados. A cementação deve ser seguida por têmpera e revenimento. Têmpera: A têmpera quando realizada diretamente após a cementação, deve ser realizada na faixa de temperatura de ºC, mantida pelo tempo necessário para homogeneizar a temperatura na seção transversal e resfriar em óleo ou água dependendo da seção e geometria. Para têmpera convencional, utilizar a temperatura de ºC com o mesmo procedimento descrito. Revenimento: Deve ser realizado imediatamente após a têmpera quando a temperatura atingir cerca de 70ºC. O revenimento é realizado em temperaturas entre ºC. No revenimento não há queda significativa da dureza, mas

29 28 se garante uma melhor resistência à fratura e evita-se a formação de trincas superficiais na retífica. Nitretação: Este aço pode ser nitretado para elevar a resistência ao desgaste pelo endurecimento superficial. Para a nitretação, o componente deve ser apenas temperado e revenido ou recozido. É indispensável a presença da camada branca com espessura superior a 12 mm. Têmpera Superficial: Este aço não responde satisfatoriamente, pois possui teor de carbono muito baixo. O AISI/SAE 8620, assim como outros aços, possuem uma curva TTT que apresenta a composição microestrutural do aço para determinadas temperaturas de tratamento por tempo em que o material é submetido à temperatura. Para o AISI/SAE 8620 observamos sua curva na Figura 2-7 Figura Curva TTT do aço AISI/SAE 8620 (LUCEFIN GROUP)

30 Tratamentos térmicos Tratamento térmico é o conjunto de operações de aquecimento a que são submetidos os aços, sob condições controladas de temperatura, tempo, atmosfera e velocidade de resfriamento, com objetivo de alterar as suas propriedades ou conferir-lhes características determinadas. (CHIAVERINI, 1996, p.82). Muitas das versatilidades dos aços são obtidas a partir dos tratamentos térmicos, já que estes aportam melhores propriedades mecânicas sem alterar a composição química do material, com exceção para os tratamentos termoquímicos, que alteram superficialmente a composição dos mesmos. Geralmente os tratamentos térmicos são empregados para possibilitar a utilização de certos materiais em aplicações específicas, bem como facilitar a manufatura das peças. As principais propriedades que se buscam alterar com o efeito dos tratamentos térmicos são: Resistência mecânica, tenacidade, ductilidade e dureza. Basicamente o processo de tratamento térmico pode ser definido como: aquecimento até determinada temperatura, manutenção da temperatura e resfriamento, onde todas essas etapas possuem padrões de tempos pré-determinados. O controle dos parâmetros dessas três etapas principais afetam diretamente os objetivos do processo. Os principais tratamentos térmicos são: recozimento, normalização, têmpera e revenimento Têmpera Segundo CHIAVERINI (1987, p.63) a têmpera é o tratamento térmico mais importante a ser estudado, pois através dele se obtém um aumento de dureza e resistência mecânica, com isso podem-se utilizar peças em aplicações mais críticas nas áreas de engenharia. O tratamento de têmpera visa à obtenção da martensita, que é obtida através do mecanismo de cisalhamento e não de difusão, característico da formação da perlita. A inexistência de difusão se deve ao fato da martensita formar-se somente quando, no

31 resfriamento, uma determinada temperatura é atingida, e conforme a temperatura cai a martensita cresce, como ilustrado na Figura Figura Diagrama esquemático de transformação para têmpera e revenido (CHIAVERINI, 1987, p. 63). A forma da martensita depende do teor de carbono presente no aço. Em aços de baixo e médio teor de carbono, as placas de martensita são caracterizadas por uma pequena largura. Em aços de alto teor de carbono, as placas são mais largas e a martensita apresenta uma estrutura mais grosseira. A martensita tem sido considerada uma solução sólida supersaturada de carbono no ferro alfa, essa supersaturação provoca uma distorção no reticulado cúbico centrado, que é a forma como a célula unitária se encontra na estrutura, que resulta na extrema dureza característica da martensita.

32 31 Os aços quando temperados apresentam uma estrutura martensítica que se estende da superfície para o núcleo das peças. Quanto maior a temperabilidade do aço, mais profunda será a estrutura martensítica Têmpera superficial O endurecimento superficial dos aços, segundo CHIAVERINI (1996, p.118) tem como objetivo apenas a criação de uma superfície dura na peça, de grande resistência ao desgaste e á abrasão, sendo assim mais conveniente que o endurecimento da peça pela tempera normal. A tempera superficial é um procedimento que consiste em aquecer a superfície do aço rapidamente de modo que a sua temperatura atinja a zona austenítica até certa profundidade, seguindo de um resfriamento rápido. Assim conseguindo uma camada superficial temperada, onde será obtida uma estrutura martensítica, abaixo dessa camada a estrutura do aço permanece na sua condição original. Os principais processos de tempera superficial são: tempera por chama e tempera por indução Têmpera por chama Segundo CHIAVERINI (1987, p.90), neste processo aquece-se rapidamente a superfície da peça acima da temperatura de austenitização, por intermédio de uma chama de oxiacetileno, seguindo-se um jato de água em forma de borrifo, de modo a produzir uma camada endurecida até a profundidade desejada. Desta maneira, existem probabilidades de se formarem faixas mais moles, com alguns milímetros de largura. Para evitar esse inconveniente, prefere-se aquecer a superfície com uma tocha de chama múltipla e de forma circular, que se movimenta ao longo de peça girando rapidamente. O bocal de resfriamento apresenta também uma forma circular. Através deste tipo de tratamento se obtêm uma

33 32 espessura da camada endurecida que pode variar desde apenas uma casca superficial até cerca de 10 mm. O método de tempera por chama mais simples é o chamado estacionário, no qual se aquece localmente áreas selecionadas da peça, com subsequente resfriamento, ou por borrifo ou até mesmo por imersão. Este método é mais simples porque não exige nenhum equipamento elaborado, além dos dispositivos de chama, fixação e de controle do tempo para permitir um aquecimento uniforme. As velocidades de aquecimento por chamas de oxiacetileno variam de 5 a 30 cm/minuto e, normalmente, o meio de resfriamento é água a temperatura ambiente, ou, eventualmente, quando se deseja uma têmpera menos severa, ar Tempera por indução. Conforme CHIAVERINI (1987, p.94), a têmpera por indução é uma técnica de endurecimento superficial bastante utilizada em aços. O aquecimento da peça é feito superficialmente por indução eletromagnética, induzida através de uma corrente alternada que circula por uma bobina ou indutor de trabalho. Como a peça forma um circuito fechado, o campo eletromagnético gerado pela bobina, que é altamente concentrado, induz uma tensão através da peça, desta forma a corrente elétrica que circula gera o aquecimento através da movimentação de elétrons. A forma de aquecimento por indução depende da geometria da bobina, do numero de espiras, da frequência de operação e da potência elétrica da corrente alternada. A Figura 2-9 exemplifica alguns campos magnéticos e correntes induzidas.

34 33 Figura Exemplos de campos magnéticos e correntes induzidas produzidas por bobinas de indução (CHIAVERINI, 1996, pg. 123). A velocidade de aquecimento esta em função da intensidade do campo eletromagnético ao qual a peça é submetida. Quando se deseja uma camada endurecida de pequena espessura, adota-se uma corrente de alta frequência, enquanto que para maiores profundidades são utilizadas frequências baixas ou intermediarias. Como esse processo visa apenas o endurecimento superficial é necessário que se aplique alta densidade de potência e em ciclos de aquecimentos curtos, de modo que o aquecimento ocorra apenas na superfície da peça. Exemplificando, para obter uma camada endurecida de até 0,25 mm se faz necessário a aplicação de correntes de frequências elevadas, na ordem de 100 khz a 1 MHz com alta densidade de potência e tempo reduzido. Já nos casos em que há necessidade de obterem-se

35 34 profundidades mais espessas, o método de aquecimento utiliza baixas frequências, na ordem de 3 a 25 khz e em períodos de tempos mais longos. Para obter-se o controle da profundidade de aquecimento, deve-se observar a forma da bobina, o espaço entre a bobina e a peça, a taxa de alimentação de potencia, a frequência e o tempo de aquecimento. Dentre os principais processos de têmpera superficial por indução pode-se citar, o método de têmpera simultânea, em que a peça é introduzida dentro da bobina e imediatamente após o aquecimento a peça é resfriada. Outro método muito utilizado é o de têmpera continua em que a peça é aquecida continuamente pela bobina e resfriada por um dispositivo que esta localizado a certa distancia da mesma. Na Figura 2-10 observa-se o fluxograma de tratamento de têmpera por indução em tubos industriais. Figura Fluxograma do processo de têmpera por indução em tubos (Do autor) Revenimento Segundo CHIAVERINI (1987, p.73) após a têmpera superficial, as peças são submetidas a um processo de revenido, pois qualquer que tenha sido o tratamento de têmpera

36 35 adotado é necessário revenir a martensita com a finalidade de diminuir a sua fragilidade, isto é, torná-la menos quebradiça. Durante o revenimento a martensita perde o excesso de carbono em solução e seu reticulado cristalino vai se tornando mais próximo da ferrita, sem distorção e sem acúmulo de tensões mecânicas. Quanto mais alta a temperatura de revenimento, menor é a distorção do reticulado, menor a dureza e maior a tenacidade do aço. Nos aços para a construção mecânica, baixa liga e alta resistência, a dureza cai continuamente com a temperatura. Geralmente, este processo é realizado a temperaturas baixas, objetivando-se sobre tudo o alívio das tensões originadas. No caso, por exemplo, da têmpera superficial por chama em peças de grandes dimensões, através do método progressivo, o revenido é realizado imediatamente após o resfriamento pelo reaquecimento da superfície temperada com uma chama colocada a pequena distância do dispositivo de resfriamento. Em peças grandes, temperadas até uma profundidade de cerca de 6 mm ou mais, o calor residual presente depois do resfriamento, como já foi mencionado, pode ser suficiente para aliviar as tensões da têmpera, tornando-se desnecessário um revenido subsequente, como operação à parte. Existe uma faixa de temperatura em que o revenimento deve ser evitado, pois a tenacidade é bastante prejudicada. Este fenômeno chama-se fragilidade azul ou fragilidade dos 260 C. O nome fragilidade azul deve-se ao fato de que na faixa de temperatura em que essa fragilidade ocorre, forma-se uma película de oxido azulada. 2.6 Tratamentos termoquímicos Segundo CHIAVERINI (1987, p.99), tratamentos termoquímicos são processos que envolvem aquecimento do aço visando o endurecimento superficial das peças através da introdução de elementos químicos e alterando a sua composição química na superfície. A alteração da composição é causada pela difusão no metal de um ou mais elementos químicos, o que dá origem as mudanças que vão permitir o endurecimento superficial do aço. Esse processo se diferencia de outros tratamentos, pois se resume em aquecer as peças até a temperatura de austenitização num meio rico em carbono e resfriá-lo para obter maior

37 36 dureza superficial. Na superfície tratada o material sofre uma alteração da sua composição química e aumento da resistência mecânica do material. Esse processo depende das condições do ambiente onde ocorre o tratamento, tendo assim uma reação química entre o ambiente e os elementos contidos no aço. Essa difusão de elementos químicos pode ser através de elementos em seu estado solido, liquido e gasoso. Na maior parte dos casos aplicam-se tratamentos termoquímicos em peças que necessitam de elevada dureza superficial, mas precisam manter o núcleo com dureza mais baixa para garantir tenacidade adequada. Bons exemplos são engrenagens, rolamentos, mancais e eixos. A dureza elevada é conseguida através da adição de carbono, nitrogênio ou boro. Esses elementos penetram na peça por meio da difusão Os principais processos de tratamentos termoquímicos são: Cementação, nitretação, cianetação, carbonitretação e boretação Cementação É o processo de tratamento termoquímico mais conhecido onde se tem a introdução de carbono na superfície do aço, que pode ser pelos meios sólidos, líquidos ou gasosos, dependendo do resultado desejado. O principal elemento químico do processo de cementação é o carbono, que pode ser obtido do carvão para o processo em meio solido, monóxido de carbono para o processo em meio gasoso e banhos de cianeto para o processo em meio líquido. Os aços que passam por esses tratamentos devem ter teor de carbono abaixo de 0,30%, pois após passarem pela temperatura de austenitização, apenas sua superfície sofrerá transformação, ganhando dureza e mantendo o seu núcleo tenaz, pois o carbono em alta temperatura reage com o ferro do aço. Desse modo, a superfície do aço fica enriquecida de Carbono, até a profundidade que pode ser perfeitamente preestabelecida, permitindo, assim, a sua tempera posterior para o aumento da dureza e resistência ao desgaste (CHIAVERINI, 1987, p.99).

38 37 Após a cementação a camada apresenta teor de carbono por volta de 0,80%, enquanto o núcleo permanece com o teor de carbono original do aço. Em seguida é necessário temperar e revenir a peça para que ocorra o endurecimento e o alivio das tensões, respectivamente. A profundidade da camada cementada tem relação com o tempo em que a peça será exposta ao meio rico em Carbono e a temperatura a qual estará submetida, conforme Figura Figura Influencia do tempo e da temperatura na penetração superficial de carbono (CHIAVERINI, 1987 p. 100). As espessuras comumente especificadas variam desde poucos décimos de mm até valores em torno de 7 mm. As temperaturas do processo de cementação variam entre 825 C a 950 C. Temperaturas superiores a 1000 C só são possíveis em fornos mais modernos e com ambiente em meio a monóxido de carbono (cementação gasosa). Nessas faixas de temperatura o aço absorve e dissolve o carbono mais facilmente, permitindo um controle maior da camada cementada e, conforme maior for a temperatura e tempo de exposição da peça, mais fácil se torna a difusão do carbono. Com os parâmetros bem controlados no processo de cementação, torna-se possível elevar o teor de carbono da superfície com valores na ordem de 0,8% a 1,0% (CHIAVERINI, 1987).

39 Fadiga superficial Quando duas superfícies são pressionadas juntas, uma tensão de cisalhamento máxima é desenvolvida ligeiramente abaixo da superfície contatante. Algumas autoridades postulam que uma falha por fadiga da superfície é iniciada por essa tensão de cisalhamento máxima e depois propagada rapidamente a superfície (BUDYNAS, 2011, p.345) Segundo NORTON (2004, p.414), quando dois corpos estão em contato por rolamento puro geram um tipo de fadiga chamado fadiga superficial. Teoricamente, os contatos superficiais originados entre cilindros, esferas e superfícies planas, são contatos de áreas muito pequenas, no caso das esferas, seria um ponto de área desprezível e no caso de rolos, seria uma linha de contato de espessura nula. Porém com áreas de contato nulas, qualquer força aplicada gerariam tensões muito elevadas, levando a ruptura instantânea do material. Como se sabe isso não ocorre, e as tensões geradas pelo contato são suportadas sem colapsar o material graças as deformações sofridas na superfície. No caso de esferas, a deformação gerada é uma região circular, já no caso dos cilindros a deformação tem formato retangular, conforme mostra a Figura Figura 2-12 Distribuições de pressões nas superfícies de contato para contato entre esferas e cilindros respectivamente. (NORTON, 2004, p.415) Na mesma figura pode-se notar que a distribuição de pressão no contato entre esferas gera uma distribuição de pressão elipsoidal, onde a é igual b, e no caso de cilindros tem-se uma distribuição de pressão prismática.

40 Contato entre cilindros Ainda conforme NORTON (2004, p.415) o contato de cilindros pode ocorrer entre dois cilindros convexos, um côncavo e um convexo ou entre um cilindro e uma placa plana. Como visto anteriormente, o contato entre cilindros origina uma região de contato retangular, como ilustrado na Figura A Força aplicada na região de contato é definida através de relações trigonométricas existentes no conjunto, e o torque aplicado, sendo definida da seguinte forma: = = [1] Onde: Força aplicada nos roletes [N] Torque máximo de projeto [Nm] Número de roletes utilizados Diâmetro dos roletes [m] Ângulo de aplicação da força A Pressão será máxima no centro da superfície de contato e mínima nas extremidades, como ilustrado na Figura A pressão máxima pode ser calculada como: á = [2] Onde: á Pressão máxima gerada [MPa] Metade da largura da área de contato [m] Largura de contato entre roletes e cubo [m]

41 40 Para definir a largura da área de contato, primeiro deve-se calcular uma constante geométrica, que é dependente dos raios de curvatura dos cilindros, definida pela seguinte fórmula: = ( + ) [3] Onde: Raio de curvatura do rolete [m] Raio de curvatura do anel externo [m] De forma que, se o contato está formado por um cilindro e uma placa plana será infinito e a relação será igual a zero. Já se o contato é formado por dois cilindros convexos, será negativo. E quando o contato é gerado por um cilindro côncavo e um convexo, será positivo. Também para definir a largura da área de contato entre os cilindros calculam-se outras constantes que aportam informações relativas aos materiais utilizados, sendo elas: = = [4.1] [4.2] Onde: E Módulo de elasticidade do rolete [Pa] E Módulo de elasticidade do anel [Pa] ν Coeficiente de Poisson do rolete ν Coeficiente de Poisson do anel Desta forma, define-se a metade da largura da área de contato entre os cilindros a partir da seguinte equação. = [5]

42 41 Segundo NORTON (2004, p.422) a pressão na região de contato cria um estado triplo de tensões no material, onde as três tensões aplicadas são de compressão e máximas na superfície de contato, que diminuem rapidamente e de forma não linear conforme afastam-se do ponto de contato em relação a qualquer eixo. por: No caso de contato entre cilindros, o estado de tensões ao longo do eixo z é definido = 2 á 1+ [6] = á 2 [7] = á [8] Segundo BEER (2011, p. 654) como não há tensões de cisalhamento aplicadas, estas são as tensões principais do estado de tensões do material. Porém através da análise do círculo de Mohr, conforme Figura 2-13, para este estado de tensões, encontra-se a tensão de cisalhamento máxima ( á ) e que segundo o critério da máxima tensão de cisalhamento, encontra-se a sua tensão normal equivalente ( ), que é o dobro da tensão máxima cisalhante =2 á = [9]

43 42 Figura Circulo de Mohr estado geral de tensões (BEER, 2011, p.695). Para cilindros de aço em contato estático, segundo NORTON (2004, p.422) esta tensão de cisalhamento gerada pela combinação das tensões normais no círculo de Mohr não é máxima na superfície, porém sua localização pode ser definida através da seguinte equação: á =0,786 [10] Segundo BEER (2011, p. 636) o critério da máxima tensão de cisalhamento diz que a falha por escoamento de um material dúctil se dá através do deslizamento de material em planos oblíquos, devido principalmente às tensões de cisalhamento. Desta forma compara-se o limite de escoamento do material ( ) com a tensão normal equivalente ( ) a fim de verificar o fator de segurança da peça, determinado por: = [11] Através desta relação pode-se verificar se a peça atende as características necessárias para a aplicação, relacionando o limite de escoamento do material e a tensão normal equivalente à máxima tensão de cisalhamento. Quando esta razão é igual ou maior que 1, temos que a tensão de escoamento do material não é superada pela tensão normal equivalente a máxima tensão de cisalhamento exigida na aplicação, desta forma ou seja a peça não falhara. Caso contrário, quando esta razão é inferior a 1, a peça falharia pelo escoamento do material

44 43 3 METODOLOGIA 3.1 Descrição da peça A peça selecionada como objeto de estudo foi o anel externo do Contra-Recuo Vulkan forma 210, tamanho 10 conforme Figura 3-1. Figura 3-1 Anel externo do Contra-Recuo forma 210, tamanho 10 (Do autor). O conjunto Contra-Recuo deverá suportar um torque nominal de 450 Nm, e um torque máximo de 900 Nm, a uma rotação máxima de 1500 rpm, considerando o núcleo, ou seja, o eixo da máquina acionadora, ou 2600 rpm se considerar a parte externa em giro. Conforme já citado, a peça era confeccionada anteriormente em SAE 8620 com tratamento termoquímico de cementação por banho de cianeto a 925 C, exposta ao meio rico em carbono de 6 a 8h e finalmente temperada em banho de óleo. Depois a peça é submetida ao tratamento de revenimento à temperatura de 180 a 200 C, num forno tipo câmara por 2 horas para alívio das tensões. Passados os processos, a peça apresenta uma dureza superficial de 60 a 64 HRC, profundidade da camada cementada de 1 a 1,4mm e resistência ao escoamento estimada em 1130MPa.

45 44 A peça atual é confeccionada em SAE 4140 com tratamento térmico de têmpera por indução na região interna do anel que concentra as maiores solicitações de carregamento. Este tratamento é realizado por meio de uma máquina de média frequência que aquece o diâmetro interno do anel a uma temperatura aproximada de 845 C através de bobinas com formato apropriado que provocam a indução eletromagnética na superfície durante 30min. A têmpera é feita em banho de óleo sintético. Assim que finalizada a têmpera por indução, a peça também se submete ao tratamento de revenimento à temperatura de 205 C, num forno tipo câmara por 2 horas para alívio das tensões. Depois de beneficiada, a peça apresenta uma dureza superficial de 55 a 58 [HRC], profundidade da camada beneficiada de 1 a 1,4mm e resistência ao escoamento estimada em 1740 [MPa], conforme Tabela 4 Tabela 4 - Propriedades mecânicas típicas do aço SAE 4140 tratado termicamente (adaptada ASM Handbook, 1991, vol.4) Temperatura de Tensão de Tensão de Alongamento Redução revenimento ruptura escoamento Dureza, Dureza, em 50mm de area HB HRC C F MPa ksi MPa ksi (2"), % % , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,7 Nota: Barras redondas, temperadas no óleo a partir de 845 C (1550 F).