DESGASTE ABRASIVO DE FERRO FUNDIDO NODULAR USADO EM ENGRENAGENS

V CONGRESSO NACIONAL DE ENGENHARIA MECÂNICA V NATIONAL CONGRESS OF MECHANICAL ENGINEERING 25 a 28 de agosto de 2008 Salvador Bahia - Brasil August 25 28, 2008 - Salvador Bahia Brazil DESGASTE ABRASIVO DE FERRO FUNDIDO NODULAR USADO EM ENGRENAGENS CÓDIGO DO RESUMO: CON08-1526 Resumo: Analisa-se o desgaste abrasivo do ferro fundido nodular utilizado em engrenagens de redutores de velocidade de unidades de bombeio de petróleo. Os corpos-de-prova planos de ferro fundido nodular e os cilindros de ferro fundido nodular e de aço AISI 1045 foram usinados e submetidos a processo de lixamento, usando-se lixas de SiC com granulometrias #100; #180; #380; #400 e #600. Parâmetros como carga normal, velocidade e distância de deslizamento foram mantidos constantes durante todos os ensaios realizados em uma bancada de deslizamento, na concepção plano contra cilindro, em condições de contato lubrificado. O material foi caracterizado através de metalografia, dureza e análise por Raios-X. A rugosidade superficial das superfícies planas e cilíndricas foi analisada antes dos ensaios. As superfícies planas foram avaliadas por microscopia óptica antes e após os ensaios. A perda mássica dos corpos-de-prova foi quantificada através da taxa de desgaste por perda mássica. Palavras-chave: Indústria do Petróleo, Engrenagens, Redutores, Desgaste, Tribologia, ADI, Aço 1045. 1. INTRODUÇÃO O ferro fundido nodular é aplicado nos mais variados sistemas tais como: virabrequins, calibres de freios a disco, válvulas de corpos de bombas de pressão, componentes de máquinas sujeitos a carga de choque e fadiga, engrenagens, componentes automotivos, pinhões e, por esta razão, aliada ao custo e facilidade de manufatura, tem sido investigado quanto às suas propriedades mecânicas e resposta ao desgaste. Hernandes e colaboradores, 2001 [1]. O fenômeno de desgaste é comum na maioria dos elementos e dispositivos mecânicos e, em boa parte das aplicações, pode ser o fator determinante na quantificação da sua vida em serviço. Reis e Zavaglia, 1999, [2]. O desgaste é caracterizado como uma perda progressiva de material devido ao contato entre duas superfícies que apresentam movimento relativo entre si. Hutchings, 1992 [3]. Segundo Ješić Dušan, 2003 [4], o valor do desgaste dos elementos de um sistema tribológico dependem de fatores como carga externa, velocidade de deslizamento, tipo de lubrificante, etc. Durante o deslocamento relativo entre duas superfícies, deve-se aplicar uma força suficientemente grande para vencer a resistência ao atrito e com a continuidade do deslizamento, essa força deve ser mantida e, desse modo, é injetada energia no sistema. Esta pode ser utilizada de vários modos, entre os quais deformação elástica dos corpos em contato, deformação elástica e plástica das asperezas nos pontos de contato, formação de partículas de desgaste, emissão de energia acústica e calor. Stoeterau (2004) apud Santana (2005) [5]. O desgaste por abrasão ocorre quando dois corpos possuem movimentos relativos entre si e quando a dureza de um material é superior a 20% da dureza do outro. Na grande maioria dos sistemas que utilizam engrenagens, é necessária a aplicação de lubrificante. Os lubrificantes têm a função de introduzir entre as superfícies de deslizamento uma camada de material com resistência ao cisalhamento menor que a das superfícies em contato. Hutchings, 1992 [3]. Em alguns sistemas lubrificados, o lubrificante pode não prevenir completamente o contato entre as asperezas, entretanto, também pode reduzir a resistência da formação de junções. Em outros casos, o lubrificante separa as superfícies completamente e nenhuma junção é formada. Hutchings, 1992 [3]. A proposta deste trabalho é a de analisar o desgaste do ferro fundido nodular, utilizado em engrenagens de redutores de velocidade de unidades de bombeio de petróleo, bem como o aço 1045, material usado em engrenagens conjuntamente com o ferro fundido nodular. Os ensaios foram avaliados quanto ao contato de deslizamento lubrificado, bem como contaminado, contra o aço AISI 1045 e o próprio ferro fundido nodular. 2. MATERIAIS E MÉTODOS Neste trabalho, o material utilizado para confecção dos corpos-de-prova planos foi o ferro fundido nodular e os contracorpos cilíndricos de ferro fundido nodular e aço AISI 1045. Os corpos-de-prova planos foram usinados por processo de fresamento e os contracorpos cilíndricos por processo de torneamento. A Figura (1) apresenta a geometria plano cilindro de um par tribológico utilizado nos ensaios, cujas medidas são: Plano de 20 mm x 10 mm x 15 mm é do cilindro com diâmetro de 23 mm e espessura de 12 mm.

Figura 1. Corpo-de-prova plano (Ferro Fundido Nodular) e contracorpo cilíndrico (Ferro Fundido Nodular ou Aço AISI 1045). O acabamento das superfícies após usinagem foi obtido com lixas de SiC nas seguintes granulometrias: #100, #180, #380, #400 e #600. Após o lixamento, todas as peças foram submetidas a um banho de ultrasom durante 15 minutos numa solução de álcool, secadas com um secador, pesadas em uma balança digital e submetidas a ensaios de rugosidade (Taylor Hobson Precision Surtronic 25) no sentido transversal ao lixamento, ver Tab. (1). Cada corpo-de-prova plano foi submetido a sete varreduras de rugosidade para possibilitar valores mais confiáveis de rugosidade. Já as superfícies das geratrizes dos contracorpos cilíndricos foram analisadas em quatro ângulos, no caso a 0, 90, 180 e a 270. Tabela 1. Média dos valores de rugosidades do ferro fundido nodular e aço AISI 1045. Material Rugosidade (µm) Ra Rq Rz Ferro Fundido Nodular - Plano 0,152 ± 0,035 0,216 ± 0,056 1,431 ± 0,410 Ferro Fundido Nodular - Cilindro 0,282 ± 0,089 0,402 ± 0,113 2,469 ± 0,741 Aço AISI 1045 - Cilindro 0,212 ± 0,058 0,295 ± 0,086 1,618 ± 0,570 Os materiais descritos acima, foram caracterizados através de metalografia e análise por Raios-X, ver Fig. (2). A imagem metalográfica da Fig. (2a) apresenta a microestrutura com grãos de perlita e matriz ferrítica e a análise de DRX Fig. (2b) indica os planos cristalográficos. Já a metalografia da Fig.(2.c) apresenta em sua microestrutura perlita, ferrita e nódulos de grafita, este aspecto caracteriza-o como ferro fundido nodular ferrítico e a análise por DRX Fig. (2d) indicou os planos cristalográficos. (a) 200 µm (b) (c) 200 µm (d) Figura 2. Aço AISI 1045: (a) Microscopia Óptica, após ataque com Nital, 2% e (b) DRX, Ferro Fundido Nodular: (c) Microscopia Óptica, após ataque com Nital, 2% e (d) DRX.

Para cada tipo de dureza Rockwell B e dureza Brinell, foram realizadas dez indentações que caracterizaram a média de dureza dos materiais, conforme a Tab. (2). Tabela 2. Média dos valores de dureza do ferro fundido nodular e aço AISI 1045. Material Dureza Rockwell B Dureza Brinell Média Desvio Padrão Média Desvio Padrão Ferro Fundido Nodular 87,0 1,51 172 3 Aço AISI 1045 88,5 3,00 178 6 Em seguida, os corpos-de-prova foram analisados por Microscopia Óptica antes do ensaio, Fig. (3). (a) (b) (c) Figura 3. (a) Ferro Fundido Nodular (Plano), (b) Ferro Fundido Nodular (Cilindro) e (c) Aço AISI 1045 (Cilindro), as réguas são de 200 µm. Em um tribômetro de abrasão, adaptado a partir de um torno de bancada, foram realizados os ensaios de abrasão. A bancada permite que uma superfície de revolução cilíndrica deslize em contato com uma superfície plana fixada em um porta amostra, Fig. (4). A carga é fornecida através de um peso morto localizado em uma das extremidades do porta amostra, mantendo assim as superfícies em contato. A carga normal foi mantida constante em 6,55 N, a distância de deslizamento foi de 10 km e a velocidade rotacional de 820 RPM. Com a finalidade de simular a lubrificação existente em uma caixa de redução de engrenagens, foram realizados ensaios de abrasão nas condições lubrificado com óleo SAE 40, bem como lubrificado com óleo SAE 40 com adição de partículas metálicas ( debris ), já que os sistemas de redutores ficam imersos em óleo lubrificante e apresentam debris. Estes debris são partículas de ferro fundido nodular o qual é formado pelo desgaste de acordo com o tempo de vida da engrenagem. O tamanho médio das partículas foi quantificado através de um granulômetro da marca Cilas 920. O diâmetro médio apresentado pelas debris de ferro fundido nodular foi de 91,08 µm. O fluxo de óleo foi controlado através de uma válvula reguladora e a coleta de dados de temperatura foi realizada através de um termopar que ficou conectado com o corpo-de-prova plano a aproximadamente 5 mm da região do contato e a temperatura ambiente foi coletada a uma distância de aproximadamente 300 mm da região de contato. Figura 4. Esquema de configuração dos ensaios de abrasão. Após a realização dos ensaios, as amostras foram limpas e pesadas novamente na balança digital.

A taxa de desgaste dos corpos-de-prova de ferro fundido nodular foi calculada através da equação de Archard [Hutchings, 1992], onde o coeficiente de desgaste dimensional (k a ) é encontrado através da expressão abaixo: KW Q= (01) H Onde: Q = (V/d) volume desgastado por unidade de distância de deslizamento; K = constante de proporcionalidade; W = carga e; H = dureza. Entretanto, a relação K/H simbolizada por k a (coeficiente de desgaste dimensional) é mais utilizada em aplicações de engenharia [Hutchings, 1992]. Logo, a Eq. (1) pode ser escrita da seguinte forma: k a = Q W (02) 3. RESULTADOS E DISCUSSÃO Através das imagens de Microscopia Óptica, observa-se que o desgaste ocorre de forma mais severa quando a abrasão acontece em pares diferentes de materiais. A Figura 5 representa o ensaio nas condições de regime lubrificado com óleo SAE 40, as setas indicando a direção e o sentido do deslizamento. (a) (b) 200 µm 200 µm (c) (d) 200 µm 200 µm Figura 5. (a) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs (b) Ferro Fundido Nodular (Cilindro), (c) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs (d) Aço AISI 1045 (Cilindro). A Figura (6) abaixo, mostra a condição de ensaio lubrificado com óleo SAE 40 com adição de debris. Analisando as condições de ensaio lubrificado com óleo SAE 40 versus óleo SAE 40 com adição de debris, este último lubrificante associa-se a uma maior severidade quanto ao desgaste devido ao acréscimo de partículas abrasivas. A imagem (h) da Fig. (6) mostra o aparecimento de microtrincas orientadas aleatoriamente no aço AISI 1045.

(e) (f) 200 µm 200 µm (g) (h) 200 µm 200 µm Figura 6. (e) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs (f) Ferro Fundido Nodular (Cilindro), (g) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs (h) Aço AISI 1045 (Cilindro). A variação de temperatura é um parâmetro indireto utilizado para medir o atrito, e consequentemente o desgaste. Os gráficos abaixo mostram a diferença entre a temperatura de contato dos corpos-de-prova (Tc) e a temperatura ambiente (Ta) em função da distância de deslizamento. Na Figura (7) são apresentados os gráficos dos ensaios realizados com Ferro Fundido Nodular e Aço AISI 1045 deslizando contra Ferro Fundido Nodular e lubrificados com óleo SAE 40. Pode-se observar que nos ensaios onde os corpos-de-prova e contracorpos são do mesmo material a variação de temperatura foi mais acentuada. Figura 7. Condição lubrificado com óleo SAE 40: (a) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs Ferro Fundido Nodular (cilindro) e (b) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs Aço AISI 1045 (Cilindro).

Na Figura (8) são apresentados os gráficos dos ensaios realizados com Ferro Fundido Nodular e Aço AISI 1045 deslizando contra Ferro Fundido Nodular e lubrificados com óleo SAE 40 com adição de debris. Pode-se observar que a adição de debris provoca uma mudança de comportamento da temperatura no deslizamento de aço AISI 1045 contra ferro fundido nodular Fig. (8d) em relação à lubrificação sem debris Fig. (7b). Como esperado, a adição de debris também proporcionou o aumento da temperatura no ensaio do ferro fundido nodular contra ferro fundido nodular. Figura 8. Condição lubrificado com óleo SAE 40 mais adição de debris: (c) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs Ferro Fundido Nodular (cilindro) e (d) Ferro Fundido Nodular (Plano) vs Aço AISI 1045 (Cilindro). A taxa de desgaste referente aos corpos de prova planos de ferro fundido nodular é apresentada na Fig. (9), tanto para o regime de lubrificação com óleo SAE 40 quanto para o regime de lubrificação com óleo SAE 40 adicionados com debris. Observa-se que a utilização de contra corpos de aço AISI 1045 proporciona maior taxa de desgaste nas amostras de ferro fundido, ficando esta na ordem de 10-13 m 2 /N tanto nas condições de ensaio com óleo SAE 40 quanto com óleo SAE 40 com adição de debris. A adição de debris não provocou diferença significativa na taxa de desgaste dos corpos de prova de ferro fundido nodular, ficando este na ordem de 10-14 m 2 /N. 1E-13 Taxa de Desgaste, k [m 2 /N] 1E-14 1E-15 1E-16 FFN x FFN (Óleo SAE 40) Aço AISI 1045 x FFN (Óleo SAE 40) FFN x FFN (Óleo SAE 40 + Debris) Aço AISI 1045 x FFN (Óleo SAE 40 + Debris) Figura 9. Gráfico da Taxa de Desgaste para: condição lubrificado com óleo SAE 40 (Ferro Fundido Nodular - Plano vs Ferro Fundido Nodular Cilindro e Ferro Fundido Nodular Plano vs Aço AISI 1045 - Cilindro) e condição lubrificado óleo SAE 40 com adição de debris (Ferro Fundido Nodular -Plano vs Ferro Fundido Nodular Cilindro e Ferro Fundido Nodular Plano vs Aço AISI 1045 Cilindro).

A tabela (3) indica os parâmetros utilizados no cálculo da taxa de desgaste para os corpos-de-prova planos de ferro fundido nodular. Tabela 3. Parâmetros da Taxa de Desgaste do Ferro Fundido Nodular. Ensaio Condição RPM F.F.N. x F.F.N. F.F.N. x Aço AISI 1045 F.F.N. x F.F.N. F.F.N. x Aço AISI 1045 Óleo SAE 40 Óleo SAE 40 Óleo SAE 40 + Debris Óleo SAE 40 + Debris Taxa de Desgaste dos Corpos Planos Dist. Desliz. Carga (m) (N) Tempo (min.) Var. mass. (g) Dens (g/cm³) D.D*carga (m.n) K a (m²/n) 820 167 10000,00 6,55 0,0019 6,5 65500 4,46271E-15 820 167 10000,00 6,55 0,0033 6,5 65500 7,75103E-15 820 167 10000,00 6,55 0,0003 6,5 65500 7,04639E-16 820 167 10000,00 6,55 0,0049 6,5 65500 1,15091E-14 820 167 10000,00 6,55 0,0057 6,5 65500 1,33881E-14 820 167 10000,00 6,55 0,0061 6,5 65500 1,43277E-14 820 167 10000,00 6,55 0,0009 6,5 65500 2,11392E-15 820 167 10000,00 6,55 0,0020 6,5 65500 4,69759E-15 820 167 10000,00 6,55 0,0009 6,5 65500 2,11392E-15 820 167 10000,00 6,55 0,0128 6,5 65500 3,00646E-14 820 167 10000,00 6,55 0,0323 6,5 65500 7,58661E-14 820 167 10000,00 6,55 0,0108 6,5 65500 2,5367E-14 Onde: RPM indica rotação; Tempo (mim) é o tempo de realização dos ensaios em minutos; Dist. Desliz. (m) é a distância de deslizamento dada em metros; Carga (N) é a carga normal aplicada em Newton; Var. mass. (g) é a variação de massa em gramas; Dens. (g/cm 3 ) é a densidade dada em gramas por centímetros cúbicos; D. D * carga é a distância de deslizamento em metros multiplicado pela carga em Newton; K a (m 2 /N) é a taxa de desgaste em metros quadrados por Newton. 4. CONCLUSÃO De acordo com os resultados obtidos, pode-se observar que no gráfico da taxa de desgaste que a utilização de contra corpos de aço AISI 1045 sob as condições de ensaio lubrificado com óleo SAE 40 e para o lubrificado com óleo SAE 40 mais adição de debris apresentou maior taxa de desgaste nos corpos-de-prova planos de ferro fundido nodular. Entretanto a adição de debris não provocou diferença significativa na taxa de desgaste dos corpos de prova de ferro fundido nodular, ficando este na ordem de 10-14 m 2 /N. A imagem de microscopia óptica, na configuração de regime de lubrificação com adição de debris provoca um desgaste mais acentuado nos contra corpos de aço AISI 1045, apresentando trincas na região do contato. 5. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem a ANP PRH-30, ao professor Roberto de Menezes Cavalcanti, à empresa Menezes Comércio Representações Ltda, ao operador de máquinas João Maria da Silva, ao Laboratório de Metrologia UFRN, Oficina Mecânica UFRN, Laboratório de Química da UFRN e Laboratório de Cerâmica UFRN. 6. REFERÊNCIAS [1] Hernandez, C.R.F.; Medeiros, J.T.N.; Ordoñez, F.U.H; Oliveira, A.M.; Sinatora, A.; Tanaka, D.K. Rolling Contact Fatigue Wear of Nitriding Austempered Ductile Iron ( ADI)-ADI Discs. In: CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA MECÂNICA, 16, Uberlândia, nov. 2001. COBEM-2001. Uberlândia: ABCM, 2001. TRB 0834. 1 CD- ROM. [2] Reis e Zavaglia; Projeto e Construção de um Equipamento para Ensaios de Desgaste de Materiais para uso em Próteses Ortopédicas, Revista Brasileira de Engenharia Biomédica, v. 15 (1999). [3] Hutchings, I. M., 1992, Tribology: Friction and Wear of Engineering Materials, University of Cambridge, Edward Arnold. 273 p. [4] Dusan, J., 2003, Tribological Properties of Isothermally Upgraded Nodular Cast Irons in Contact With Carbon Steel and Grey Pig-Iron Casting, National Tribology Conference 2003. [5] Santana, J. S., 2005, Desgaste de Cerâmicas com Resíduos de Granito, Através do Contato com Esferas de Vidro, Esferas de Aço e Poliuretano.

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V CONGRESSO NACIONAL DE ENGENHARIA MECÂNICA V NATIONAL CONGRESS OF MECHANICAL ENGINEERING 25 a 28 de agosto de 2008 Salvador Bahia - Brasil August 25 28, 2008 - Salvador Bahia Brazil ABRASIVE WEAR OF NODULAR CAST IRON USED IN GEARS CODE: CON08 1526 Abstract: In order to analyze the abrasive wear of nodular cast iron and AISI 1045 steel used in gears of jackpumps, tested in an abrasion tribometer in a flat sample against cylindrer configuration. The coupons of nodular cast iron and the counterbodies of nodular cast iron and AISI 1045 steel were machined and submitted to abrasive paper of SiC with meshes # 100, # 180, # 380; # 400 and # 600. The normal load, speed and sliding distance were kept constant during all tests. The materials were characterized by metallography, hardness and analysis by XRD. The surface roughness of bodies and counterbodies were analyzed before the tests. The flat surfaces were evaluated by Optical Microscopy before and after the tests. The wear rate was quantified by the Archard s Equation. Keywords: Petroleum Industry, gears, gearbox, wear, tribology, nodular cast iron, AISI 1045 steel.