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UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

E DE MATERIAIS – PPGEM

JUAN IGNACIO PEREIRA AGUDELO

EFEITO DA FORMA DA PARTÍCULA ABRASIVA NO DESGASTE DE LIGAS DE ALUMÍNIO E DE AÇO USADAS

NA FABRICAÇÃO DE CAVIDADES PARA MOLDES DE INJEÇÃO DE TERMOPLÁSTICOS

DISSERTAÇÃO

CURITIBA 2011




Dissertação apresentada à Universidade Tecnológica Federal do Paraná para obtenção do titulo de Mestre em Engenharia

Área de concentração: Engenharia de Materiais

Orientador: Prof. Dr. Carlos Henrique da Silva

CURITIBA 2011

TERMO DE APROVAÇÃO




Esta dissertação foi julgada para obtenção do titulo de Mestre em Engenharia, área de concentração em Engenharia Mecânica e de Materiais, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná.

_______________________________________ Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng.

Coordenador de Curso

Banca Examinadora

________________________________ ___________________________ Prof. Carlos Henrique da Silva, Dr. Eng. Prof. Amilton Sinatora, Dr. Eng.

(UTFPR) (Poli-USP)

___________________________ __________________________ Prof. Giuseppe Pintaúde, Dr. Eng. Prof. Ossimar Maranho, Dr. Eng.

(UTFPR) (UTFPR)

Curitiba, 13 de abril de 2011

DEDICATORIA A meu pai, a estrela que guia meu caminho. A sua memória... A minha mãe, mulher valiosa, exemplo de trabalho e responsabilidade. A meu irmão, nunca desista dos seus sonhos, veja a grandeza de ir trás eles.

AGRADECIMENTOS

Certamente estes parágrafos não irão atender a todas as pessoas que fizeram parte dessa importante fase de minha vida. Portanto, desde já peço desculpas àquelas que não estão presentes entre essas palavras, mas elas podem estar certas que fazem parte do meu pensamento e de minha gratidão.

• Ao meu orientador Prof. Carlos Henrique da Silva por acreditar nas minhas capacidades e pelo apoio constante nesta jornada.

• Ao Prof. Giuseppe Pintaúde pelos conselhos e valiosa ajuda nesta pesquisa.

• Ao Prof. Paulo Cesar Borges pela participação e orientação nas bancas de estudo dirigido e projeto de dissertação.

• Ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais PPGEM-UTFPR.

• Ao Programa de Apoio ao Ensino (PAE) pela bolsa de estudo realizada na disciplina/unidade curricular Materiais Metálicos/ME62H do curso Engenharia Mecânica,

• Ao Prof. Diego Giraldo na Universidad de Antioquia, Colômbia, por sua valiosa participação nesta dissertação de mestrado.

• A Vera Regina Fontana no centro de Microscopia Eletrônica do setor de Ciências Biológicas da Universidade Federal do Paraná (UFPR) pela disponibilidade do MEV.

• Ao Eng. Darling Perea no grupo de Corrosão e Conservação da Universidad de Antioquia (U de A)-Colômbia, pela ajuda na caracterização dos mecanismos de desgaste.

• Ao Prof. Cesar Lúcio Molitz pela ajuda na caracterização dos materiais realizados na Spectroscan Tecnologia de Materiais Ltda.

• Ao Professor Sidnei Antonio Pianaro do Departamento de Engenharia de Materiais da Universidade Estadual de Ponta Grossa, Paraná.

• Ao Eng. Francisco Arieta na empresa Schmolz + Bickembach pela doação dos materiais metálicos.

• Ao senhor Francisco Viana na empresa Owengs Corning Fiberglas S.A. pela doação da fibra de vidro utilizada nos ensaios preliminares.

• Ao pessoal do Laboratório de Superfície e Contato (LASC) pelo apoio nesta pesquisa.

• Ao professor Marco Antonio Luersen no Laboratório de Mecânica Estrutural (LAMES) pela disponibilidade do espaço de trabalho.

• Ao professor Gilberto Walter Gogola no Departamento de Construção Civil (DACOC) pela disponibilidade de equipamentos para os ensaios.

• Ao Senhor Josuel Cordeiro na empresa Jatex Abrasivos, pelo fornecimento das microesferas e do vidro moído.

• Ao aluno Victor de Bassi Bernardi, graduando em Engenharia Mecânica Industrial da UTFPR, pelo auxilio nos ensaios realizados nesta pesquisa.

RESUMO

PEREIRA, Juan Ignacio. Estudo comparativo dos mecanismos de desgaste abrasivo em ligas de alumínio e de aços usados na fabricação de cavidades para moldes de injeção de termoplásticos. 2011. 110 f. Dissertação - Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná. 2011.

Este trabalho apresenta uma metodologia experimental para investigar a relação entre a taxa de desgaste abrasivo, de materiais utilizados na confecção de cavidades para moldes, e a morfologia do material abrasivo. Foram realizados ensaios usando a norma técnica ASTM G65-04, a qual utiliza como tribômetro a, comumente chamada máquina tipo roda-de-borracha. Como material abrasivo optou-se por vidro em dois formatos diferentes: esferas e moído; como materiais de fabricação de molde dois tipos de aço (AISI P20 e AISI 1045) e duas ligas de Alumínio (ambas da família 7xxx). A caracterização dos corpos de prova foi realizada com o uso da identificação das microestruturas, determinação da microdureza e análise da superfície (rugosidade), além da análise química. O apoio na microscopia eletrônica de varredura (MEV) como técnica de análise de materiais permitiu identificar o mecanismo de desgaste na superfície dos corpos-de-prova, mostrando mudanças de mecanismo de desgaste abrasivo entre os diferentes materiais. Neste trabalho também foi evidenciada a presença de riscamento (sulcamento e/ou corte) nos diferentes pares analisados. A análise da taxa de desgaste dos corpos-de-prova permite estabelecer a severidade do desgaste produzido nos diferentes pares de analise. Os resultados obtidos apresentam diferenças significativas no comportamento quando é feita a comparação entre os materiais abrasivos e sua geometria, mostrando que os materiais têm um maior desgaste com partículas de material moído. Nos ensaios realizados com vidro moído os materiais apresentaram uma estabilização na taxa de desgaste ao longo do tempo de ensaio e os corpos-de-prova analisados com microesferas estão no período de Running-in, quer dizer não foi atingido o Steady-state e os resultados de taxa de desgaste pode apresentar erro de calculo. Estes além apresentam formação de tribofilme especialmente nas amostras de alumínio em forma de óxido de alumínio com alguma camada de material residual de vidro, o qual é observável nas imagens obtidas no MEV.

Palavras-chave: Desgaste abrasivo. Roda-de-borracha. Alumínio. Sulcamento. Morfologia do abrasivo.

ABSTRACT

PEREIRA, Juan Ignacio. Comparative study of abrasive wear mechanics of aluminum and steals alloys used on the manufacturing of cavities by molds of the thermoplastics injection. 2011. 110 f. Dissertação - Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná. 2011.

This paper presents an experimental methodology to investigate the relationship between the rate of abrasive wear and morphology of the abrasive material. The contact appears between the abrasive particles of glass used as filler of polymeric material and the mold cavity. It were performed using the standard technique ASTM G65-04 (type rubber wheel) with glass beads and crushed glass as a material and abrasive materials such as mold making two types of steel (AISI P20 and AISI 1045) and two alloys Aluminum (Alumold 500 and Alcast both 7xxx family), all in a state of supply. The characterization of the specimens was performed using the identification of the microstructures, micro hardness determination and analysis of the surface (roughness) and chemical analysis. The analysis of the mass loss of specimens used in test after test allows establishing the severity of wear produced by the different pairs of technical analysis (CdPs-abrasive particle). The results found significant differences in behavior when a comparison is made between the abrasive materials and their geometry, showing that the materials have a higher wear particles of ground material. The support in scanning electron microscopy (SEM) as a technique for analysis of material allowed identifying the mechanism of wear on the surface of the specimens used in evidence, showing changes in the mechanism of abrasive wear between different materials, showed the presence of cutting, plastic deformation and plowing in different pairs analyzed. For test with ground glass materials showed a stabilization in the rate of wear over time and test the samples are analyzed with microspheres in the Running-in period, i.e. was not reached Steady-state result wear rate can present calculation error. They also have training tribofilm form of aluminium oxide layer of material with some residual glass, which is observable in the SEM images. Keywords: Abrasive wear. Dry Sand/Rubber Wheel. Aluminium. Cutting. Particle form.

LISTA DE FIGURAS Figura 2.1. Representação esquemática de uma máquina injetora de plástico.....23

Figura 2.2. Rotas de produção de vários polímeros.............................................. 25

Figura 2.3. Projeto de um molde de injeção de três placas................................... 31

Figura 2.4. Diagrama orientado na escolha do aço para a cavidade do molde..... 35

Figura 2.5. “Efeito Diesel” na superfície de um molde produzida pela ação de gases comprimidos no interior da cavidade........................................................... 38

Figura 2.6. Imagem do desgaste produzido na superfície da cavidade do molde por ação de fibra de vidro na injeção de um material termoplástico. a) zona de desgaste erosivo (entrada do fluxo polimérico), b) zona de transição de desgaste erosivo a desgaste abrasivo, c) desgaste abrasivo............................................... 40

Figura 2.7. Representação esquemática de um sistema tribologico..................... 41

Figura 2.8. Classificação dos processos de desgaste........................................... 42

Figura 2.9. Tribossitemas onde o desgaste abrasivo é predominante.................. 43

Figura 2.10. Variação das taxas de desgaste (mm3/m x 10-2) de aço AISI 1020 em função da força aplicada e da configuração do sistema. Abrasivo: SiC 250μm.... 44

Figura 2.11. Representação esquemática do desgaste abrasivo, a) dos corpos.. 45

Figura 2.12. Fotografias sucessivas mostrando a interferência da forma da partícula sobre o movimento da mesma: a) formato esférico leva ao deslizamento da superfície, b) formato anguloso tendendo ao rolamento da partícula............... 46

Figura 2.13. Partícula abrasiva proposta por Williams e Hyncica.......................... 47

Figura 2.14. Situações de desgaste: a) rolamento do abrasivo quando a relação D/h é pequena; b) deslizamento do abrasivo quando a relação D/h aumenta...... 47

Figura 2.15. A-d. Quando D/h>(D/h)1 a partícula rotaciona até uma posição de equilíbrio; e. Situação similar quando a dureza das superfícies é diferente; f. partícula alojada na superfície mole...................................................................... 48

Figura 2.16. Microscopia mostrando formação de cavaco (A) de aço doce (B) pela ação de um grão abrasivo (C) (VAN VLACK, 1973).............................................. 49

Figura 2.17. Variação dos micromecanismos de abrasão controlados por deformação plástica com os parâmetros DP e f (tensão de cisalhamento do contato/tensão de cisalhamento do material desgastado)..................................... 50

Figura 2.18. Distribuição de frequência do ângulo de ataque de partículas abrasivas e uma superfície.................................................................................... 50

Figura 2.19. Micrografia em MEV, mostrando o mecanismo de microsulcamento causado por um penetrador de aço ferramenta em aço inoxidável....................... 51

Figura 2.20. Micrografias em microscopia eletrônica de varredura, mostrando mecanismos de abrasão em aço ferramenta (780 + 10 HV) em ensaio de micro-abrasão com 0,25N. (a) Microcorte, ensaio com diamante 3 μm em concentração de 0,003 g/cm3 e (b) Microimpressões, ensaio com SiC 4 μm em concentração de 1,0 g/cm3................................................................................................................ 52

Figura 2.21. Tipos de desgaste observados com Microscopia Eletrônica de Varredura. a) Sulcamento, b) Formação de proa e c) Microcorte......................... 53

Figura 2.22. relação esquemática entre taxa de desgaste e razão de dureza do abrasivo (Ha) e dureza do material desgastado (H). K1: ponto que delimita o início da região de transição. K2: ponto que delimita o final da região de transição....... 54

Figura 2.23. Resistência ao desgaste abrasivo de ligas endurecidos e metais puros em um ensaio pino-contra –disco................................................................ 56

Figura 2.24. Esquematização do princípio de funcionamento do ensaio roda de borracha (ASTM G65-05)...................................................................................... 57

Figura 2.25. Taxa de desgaste como função do tempo do ensaio ou da distancia percorrida............................................................................................................... 59

Figura 3.1. Fotografia de um corpo de prova......................................................... 61

Figura 3.2. Representação esquemática do ensaio de microdureza VICKERS nas ligas de após ensaio de 15 minutos, a) peça desgastada, b) análise para as ligas de aço, c) sessão transversal para análise das ligas de alumínio......................... 65

Figura 3.3. Desenho esquemático do corpo de prova........................................... 66

Figura 3.4. Posicionamento da amostra no equipamento para a determinação da taxa de desgaste, a) vista geral, b) detalhe do posicionamento do corpo-de-prova...................................................................................................................... 68

Figura 3.5. Equipamento utilizado para os ensaios de desgaste e determinação do mecanismo. a) vista completa do sistema, b) imagem especifica do sistema mostrando a região de contato.............................................................................. 70

Figura 3.6. Representação esquemática das direções de medida no ensaio de profundidade de desgaste..................................................................................... 71

Figura 4.1. Micrografia em microscopia eletrônica de varredura, mostrando, a) Microesferas, b) Vidro moído................................................................................ 72

Figura 4.2. Distribuição granulométrica das partículas de vidro moído utilizadas nos ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha..................................... 73

Figura 4.3. Distribuição granulométrica das microesferas de vidro utilizadas nos ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha............................................ 74

Figura 4.4. Microestrutura de aço AISI P20. Ataque Nital 2%............................... 76

Figura 4.5. Microestrutura do AISI 1045, onde os grãos de perlita (região oscura) são maiores e a ferrita nos contornos de grão (região clara). Ataque Nital 2%.... 76

Figura 4.6. Microestrutura de alumínio Alcast®, onde se observa uma estrutura com Al + X(MgZn2) eutetico. Ataque Keller........................................................... 77

Figura 4.7. Microestrutura de alumínio Alumold®, onde se observa uma condição de tratamento térmico com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutetico. Ataque Keller..................................................................................................................... 78

Figura 4.8. Resultados da determinação da microdureza nos Cdps..................... 79

Figura 4.9. Perfil de rugosidade do aço AISI P20 obtido após lixamento.............. 80

Figura 4.10. Perfil de rugosidade do alumínio ALCAST® obtido após uso do filtro de fator de forma.................................................................................................... 81

Figura 4.11. Macrografia da marca de desgaste abrasivo em abrasômetro tipo roda de borracha com indicação do sentido do fluxo do vidro............................... 83

Figura 4.12. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com vidro moído na direção do cumprimento do corpo-de-prova.......................................... 84

Figura 4.13. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com vidro moído na direção da largura do corpo-de-prova.................................................... 84

Figura 4.14. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas de vidro moído nos diferentes materiais.............................................................................. 85

Figura 4.15. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com microesferas de vidro na direção do cumprimento do corpo-de-prova.................. 87

Figura 4.16. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com microesferas de vidro na direção da largura do corpo-de-prova........................... 87

Figura 4.17. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com microesferas de vidro na direção do cumprimento do corpo-de-prova.................. 88

Figura 4.18. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com microesferas de vidro na direção da largura do corpo-de-prova........................... 88

Figura 4.19. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas das microesferas de vidro nos diferentes ligas metalicas............................................ 89

Figura 4.20. Taxa de desgaste (g/g) dos materiais utilizando vidro moído como material abrasivo nos ensaios............................................................................... 93

Figura 4.21. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) Alcast® e b) Alumold® 500.................................................................................................. 94

Figura 4.22. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) AISI 1045 e b) AISI P20................................................................................................. 95

Figura 4.23. Taxa de desgaste (g/g) dos materiais utilizando vidro moído como material abrasivo nos ensaios............................................................................... 96

Figura 4.24. Taxa de desgaste do Alcast® em um ensaio de desgaste abrasivo em um período de 15 minutos com tamanhos de microesferas de 155,90 μm (1) e 162,9 μm (2)........................................................................................................... 97

Figura 4.25. Micrografia obtida no MEV da superfície do Alcast® apresentando, a) incorporação de partículas de vidro e b) EDX....................................................... 98

Figura 4.26. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas de alumínio, a) Alcast® e b) Alumold® 500............................................................. 99

Figura 4.27. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas de alumínio, a) AISI 1045 e b) AISI P20.............................................................. 100

LISTA DE TABELAS Tabela 2.1. Exemplos de Cargas Utilizadas em Termoplásticos........................... 28

Tabela 2.2. Especificações gerais das esferas de vidro existentes no mercado.. 30

Tabela 2.3. Densidades de diversas cargas e resinas.......................................... 30

Tabela 2.4. Descrição das características desejáveis aos moldes quanto ao uso e a fabricação. .......................................................................................................... 33

Tabela 2.5 Aços padrão para fabricação de cavidades na injeção de plásticos... 34

Tabela 2.6. Recomendações para seleção de aços, tratamentos térmicos e tratamentos de superfície. (TT: tratamento térmico, TS: Tratamento de superfície).............................................................................................................. 36

Tabela 2.7. Variação do tamanho médio dos grãos dos abrasivos após ensaios de desgaste a três corpos de revestimentos WC-12%Co.......................................... 55

Tabela 2.8. Parâmetros para medição da abrasão mediante o uso do abrasômetro, norma ASTM G65-04 (Roda de borracha)............................................................. 58

Tabela 2.9. Parâmetros de ensaios tipo roda-de-borracha, diferentes daqueles propostos pela norma ASTM G65-04.................................................................... 59

Tabela 3.1. Propriedades gerais do aço AISI P20................................................. 62

Tabela 3.2. Propriedades Mecânicas do aço AISI 1045........................................ 62

Tabela 3.3. Algumas propriedades do alumínio Alumold 500............................... 62

Tabela 3.4. Propriedades mecânicas y físicas do alumínio Alcast........................ 63

Tabela 3.5. Composição química dos aços AISI 1045 e P20................................ 64

Tabela 3.6. Composição química das ligas de alumínio da família 7xxx com referencias comercial ALUMOLD® 500 e ALCAST®.............................................. 64

Tabela 3.7. Especificações do ensaio abrasivo realizado na roda de borracha (norma ASTM G65-04).......................................................................................... 69

Tabela 3.8. Seqüência de lixamento utilizadas nos diferentes corpos-de-prova... 71

Tabela 4.1. Resultados dos ensaios de microdureza realizados às partículas de vidro moído............................................................................................................ 75

Tabela 4.2. Resultados obtidos de microdureza Vickers dos corpos de prova..... 78

Tabela 4.3. Relação de dureza entre as ligas metálicas e as partículas abrasivas................................................................................................................ 79

Tabela 4.4. Parâmetros de rugosidade da superfície dos aços AISI P20 e AISI 1045....................................................................................................................... 80

Tabela 4.5. Parâmetros de rugosidade da superfície das ligas de Alumínio......... 81

Tabela 4.6. Resultados obtidos dos ensaios de desgaste abrasivo com vidro moído..................................................................................................................... 83

Tabela 4.7. Taxa de desgaste dos diferentes corpos-de-prova utilizando microesferas como material abrasivo.................................................................... 86

Tabela 4.8. Microdureza VICKERS das ligas de aço após 15 minutos de ensaio abrasivo................................................................................................................. 91

Tabela 4.9. Microdureza VICKERS das ligas de alumínio após 15 minutos de desgaste abrasivo.................................................................................................. 91

Tabela 4.10. Resultados dos ensaios de desgaste em uma região de running-in com microesferas de vidro.................................................................................... 97

LISTA DE SÍMBOLOS

β Maior Diagonal (análise de partícula abrasiva) θc Ângulo de ataque das partículas abrasivas (proposta Hokkirigawa) Фi Diâmetro Inicial Фf Diâmetro Final D/h Razão Diagonal/distância (proposta para partícula abrasiva Williams

e Hyncica) Dp Nível de penetração do identador no ensaio de desgaste E/H Razão Módulo de Young e dureza superficial dos metais Ԑ Espessura (Partículas de vidro) F Quantidade de material abrasivo g/cm3 Grama/centímetro3

Há Dureza da partícula abrasiva K Coeficiente de desgaste K1 e K2 Valores que definem região de transição dos regimes moderado e

severo ƪ Comprimento (partículas de vidro) L Carga Aplicada lb Libra m Metros mm3/m milímetros3/metros Ɯ Largura (partículas de vidro) W Taxa de desgaste

LISTA DE ABREVIAÇÕES ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas ABS Copolímero Acrilonitrilo-Butadieno-Estireno AISI Instituto Americano do Ferro e Aço (Adaptação ao Português) Al2O3 Oxido de Alumínio (Alumina) AMCp Compósitos com Matriz de Alumínio ASTM Sociedade Americana de Testes de Materiais C Carbono CdPs Corpos-de-prova CME Centro de Microscopia Eletrônica Cr Cromo Cu Cobre DAMEC Departamento Acadêmico de Mecânica EDX Difração de Raios X GPa Giga pascais HV Dureza VICKERS HRc Dureza Rockwell C LACTEC Instituto de Tecnologia para o Desenvolvimento LASC Laboratório de Superfícies e Contato LF-PP Polipropileno reforçado com fibras de vidro longas Lm Comprimento de medição Lc Comprimento de corte MEV Microscopia Eletrônica de Varredura Mi Massa inicial Mf Massa final Mg Magnésio Mn Manganésio MMC Maquina de Medições por Coordenadas Mo Molibdênio N Newton Ni Níquel PC Policarbonato PE Polietileno PMMA Polimetilmetacrilato POM Polioximetileno PP Polipropileno PVAc Poliacetato de Vinila PVC Policloreto de Vinila PVD Deposição Física de Vapor

Pmc Perda de massa corrigida Pm Perda de massa rpm Revoluções por minuto SFPP Compósito de matriz polimérica reforçado com fibra de vidro corta SiC Carboneto de Silício TS Tratamento de Superfície TT Tratamento Térmico UEPG Universidade Estadual de Ponta Grossa UFPR Universidade Federal de Paraná UTFPR Universidade Tecnológica Federal do Paraná WC Carboneto de Tungstênio Zn Zinco

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO................................................................................................. 20

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA............................................................................. 23 2.1. Processo de injeção de materiais poliméricos...................................................... 23

2.2. Materiais Poliméricos para injeção....................................................................... 25

2.3. Os Materiais Compósitos...................................................................................... 26

2.3.1. Tipos de Cargas e reforços........................................................................ 27

2.3.2. O vidro como reforço para Compósitos...................................................... 28

2.4. Moldes de injeção................................................................................................. 30

2.4.1. Seleção de materiais para a cavidade na injeção de plásticos.................. 32

2.4.2. Diferentes aços usados na fabricação da cavidade no molde................... 33

2.4.3. Alumínio como material para cavidades no processo de injeçao de

polimeros....................................................................................................... 36

2.5. Modos de falha produzidos na cavidade do molde de injeção............................. 38

2.6. Processo de desgaste........................................................................................... 41

2.6.1. Tribossitema............................................................................................... 41

2.6.2. Definição, classificação e mecanismos de desgaste abrasivo................... 42

2.6.3. Classificação do contato dos corpos no desgaste abrasivo....................... 43

2.6.4. Mecanismos de desgaste........................................................................... 45

2.6.4.1. Controlados por o movimento da partícula..................................... 45

2.6.4.2. Controlados por deformação plástica............................................. 49

2.7. Ensaio de desgaste abrasivo ASTM G 65-01 (tipo roda de borracha)................. 57

3. MATERIAIS E MÉTODOS............................................................................... 60 3.1. Materiais.............................................................................................................. 60

3.1.1. Partículas abrasivas................................................................................... 60

3.1.1.1. Microesferas de vidro...................................................................... 60

3.1.1.2. Vidro Moído..................................................................................... 61

3.1.2. Materiais metálicos..................................................................................... 61

3.1.2.1. Aços para corpos-de-prova............................................................. 61

3.1.2.2. Alumínio para corpos-de-prova....................................................... 62

3.2. Caracterização dos abrasivos e dos corpos-de-prova...................................... 63

3.2.1. Tamanho das partículas............................................................................. 63

3.2.2. Composição química dos corpos-de-prova................................................ 64

3.2.3. Análise Metalográfica................................................................................. 64

3.2.4. Microdureza VICKERS............................................................................... 65

3.2.5. Rugosidade dos corpos-de-prova............................................................... 66

3.3. Ensaio abrasivo (determinação da taxa de desgaste)....................................... 66

3.4. Mecanismo de desgaste.................................................................................... 70

3.5. Profundidade do desgaste (metrologia)............................................................. 71

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO....................................................................... 72

4.1. Caracterização das partículas abrasivas............................................................. 72

4.1.1. Forma das partículas.................................................................................. 72

4.1.2. Distribuição de tamanho............................................................................. 73

4.1.3. Microdureza................................................................................................ 74

4.2. Caracterização dos corpos-de-prova................................................................... 75

4.2.1. Análise metalográfica dos metais............................................................... 75

4.2.2. Microdureza VICKERS............................................................................... 78

4.2.3. Rugosidade das amostras metálicas.......................................................... 80

4.2.4. Resumo da caracterização dos materiais................................................... 82

4.3. Ensaio de desgaste abrasivo.............................................................................. 83

4.3.1. Efeito do formato da partícula na taxa de desgaste................................... 83

4.3.2. Desgaste abrasivo com partículas de vidro moído..................................... 93

4.3.3. Desgaste abrasivo com microesferas de vidro........................................... 96

5. CONCLUSÕES.............................................................................................. 102

6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS............................................. 103

REFERENCIAS................................................................................................... 104 ANEXOS A - (Composição e dureza Brinell das ligas metálicas) ANEXOS B - (Resultados dos ensaios de desgaste com vidro moído) ANEXOS C - (Resultados dos ensaios de desgaste com microesferas de vidro)

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1. INTRODUÇAO

O processamento de materiais termoplásticos usando o método de moldagem por injeção é uma das atividades econômicas de maior importância na indústria de produção de peças plásticas. Junto ao preço das resinas e das máquinas injetoras, o custo dos moldes constitui uma parcela muito importante do preço final do produto.

A importância do mercado dos polímeros na indústria esta refletida nos dados de produção e de vendas. No Brasil o setor plástico faturou R$ 40,9 bilhões em 2008, representando um aumento de 12,2% na comparação com o ano 2007. Cifras que apresentam um cenário de crescimento devido ao bom desempenho da economia no triênio compreendido entre os anos 2006 e 2008. No ano de 2008, O mercado brasileiro registrou o consumo de 5,1 milhões de toneladas de resinas (FATOR BRASIL, 2009).

Os custos de manutenção dos moldes (principalmente das cavidades) têm um efeito de grande relevância no preço de produção de peças termoplásticas injetadas. Estes cavidades metálicas são na maioria dos casos, fabricados em aços ferramenta (AISI H13, AISI P20 e AISI D13). No entanto as ligas de alumínio (7xxx) vêm sendo usadas mais frequentemente, devido à sua alta condutividade térmica, facilidade de usinagem em algumas condições (geometria, tamanho, nível de acabamento superficial, peso, etc.) e de seu menor custo de fabricação (PLASTICRAFT, 2008). A seleção do material metálico mais adequado para um molde deverá, então, considerar a influência do desgaste na vida do molde, no acabamento superficial do produto e nos custos de produção.

Em uma indústria tão competitiva como é o caso da produção de peças plásticas injetadas, o melhoramento do comportamento tribológico dos moldes pode produzir uma redução atrativa nos custos de manutenção destas ferramentas, mantendo a qualidade do produto final sob controle. Um dos principais fatores que influenciam na qualidade final tanto do produto plástico quanto da própria ferramenta, é a escolha do material adequado para as suas cavidades. Durante o processo de moldagem por injeção de plásticos, é a cavidade do molde o elemento que mais influi sobre a qualidade do produto final.

No projeto e usinagem dos moldes de injeção é de grande importância o conhecimento do ciclo de trabalho ao qual será submetido o molde, permitindo que o projetista faça uso dos melhores materiais simulando o nível de exigência da aplicação. Geralmente para níveis de exigência menores onde se combinam pouca quantidade de peças a injetar com materiais poliméricos de fácil

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trabalhabilidade utiliza-se moldes com materiais de menor custo. Estes materiais apresentam características mecânicas inferiores aos aços ferramentas sendo algumas vezes substituídos por outro tipo de liga metálica (base de alumínio).

Durante o período de serviço um molde para injeção está submetido às exigentes condições de trabalho: tais como um fluxo de plástico fundido a altas velocidades, muitas das vezes contendo cargas minerais abrasivas, além de uma alta freqüência de ciclos de aquecimento e resfriamento, os quais fazem com que a resposta tribológica do material do molde seja determinante na sua vida útil, na eficiência do processo e no acabamento superficial do produto final.

As cargas podem ser definidas como materiais sólidos, não solúveis, que são adicionados aos polímeros em quantidades suficientes para diminuir custos e /ou alterar sua propriedades. De acordo com as características dimensionais, os materiais de reforço para compósitos termoplásticos, podem ser classificados em cargas particuladas e fibrosas as quais podem ser tanto orgânicas como inorgânicas (REBELLO, 2000 apud SOARES, 2006).

A utilização de carga mineral na composição do material injetado produz desgaste nas superfícies da cavidade quando elas estão em contato e sua ação é mais facilmente evidenciada com o número de ciclos que o molde tem que suportar. O desgaste produzido nas cavidades nem sempre é gerado pelos mesmos mecanismos o que torna importante o conhecimento dos fenômenos que acontecem na hora da produção das peças pra desenvolver soluções para o caso de presença de defeitos na peça final.

Estima-se que o desgaste dos moldes seja o maior responsável pela origem de falhas e pela perda de produtividade em situações de alta escala de produção. O desgaste das cavidades dos moldes prejudica o seu acabamento e resulta na parada de maquinas. Diversos são os mecanismos atuantes nesses conjuntos: a abrasão, como no caso de plásticos preenchidos com partículas de alta dureza (fibras de vidro, minerais, etc.), a adesão e a corrosão (HARADA, 2004).

Os efeitos do tamanho e da morfologia das partículas abrasivas sobre a resistência ao desgaste a sido extensamente referenciado na bibliografia (Fang et al., 1993; Van Vlack, 1973; Verspui e De With, 1995), mas ainda continua sem ser explicada a relação entre o tamanho da partícula e a taxa de desgaste.

Previamente, alguns autores concluíram que as partículas com um formato mais próximo à esfera possuem a tendência de engastar em uma das superfícies e deslizar sobre a outra, enquanto que partículas com um formato anguloso tendem a rolar e indentar as superfícies.

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O ângulo de ataque pequeno favorece o mecanismo de sulcamento, porém se este ângulo aumenta a partir de um determinado valor critico o mecanismo predominante passa do sulcamento para o corte. O aumento da razão D/h (no qual D é a maior diagonal de seção transversal de um prisma utilizado como geometria para representar uma partícula abrasiva e h é a distancia de separação das superfícies) aumenta também o ângulo de ataque efetivo da partícula. Pode-se então antecipar a mudança do mecanismo de desgaste com o ângulo de ataque das partículas: sulcamento ou corte (WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud MARTINS, 2008).

O estudo da resistência ao desgaste de materiais utilizados em cavidades para moldes de injeção faz parte de uma linha de pesquisa do Laboratório de Superfícies e Contato (LASC) denominada de Processamento e Caracterização de Materiais Resistentes ao Desgaste e a Corrosão.

O objetivo deste trabalho é fazer um estudo comparativo da resistência ao desgaste de ligas de alumínio e de aços usados na fabricação de moldes de injeção de termoplásticos, utilizando ensaio abrasivo tipo roda de borracha com partículas de diferentes morfologia. Para alcançar este intento, alguns objetivos específicos devem ser alcançados, que são:

Implementar mudanças nos parâmetros de ensaio da norma ASTM G65-04 capazes de produzir resultados confiáveis para o estudo de abrasão em metais utilizados em moldes de injeção.

Estudar a importância da morfologia da partícula abrasiva no comportamento da taxa e mecanismo de desgaste dos corpos-de-prova.

Fazer a comparação das características das partículas abrasivas utilizadas nos ensaios.

Caracterizar os mecanismos de desgaste dos materiais após o ensaio de desgaste abrasivo

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2. Revisão Bibliográfica

2.1. Processo de Injeção de materiais poliméricos

O processo de moldagem por injeção consiste essencialmente no amolecimento do material em um cilindro aquecido e sua consequente injeção em alta pressão para o interior de um molde relativamente frio, onde endurece e toma a forma final. O artigo moldado é então expelido do molde por meio dos pinos ejetores, ar comprimido, prato de arranque ou outros equipamentos auxiliares. Comparando-se com a extrusão, a moldagem por injeção apresenta-se como um processo cíclico. Um ciclo completo consiste das operações seguintes:

Dosagem do material plástico granulado no cilindro de injeção;

Fusão do material até a consistência de injeção;

Injeção do material plástico fundido no molde fechado;

Resfriamento do material plástico até a solidificação;

Extração do produto com o molde aberto;

Uma injetora é uma máquina com a tarefa principal de fabricar peças a partir de massas de moldagem de elevado peso molecular, com a ajuda de pressões elevadas. A Figura 2.1 mostra os componentes de um equipamento do processo de injeção de plásticos.

Figura 2.1. Representação esquemática de uma máquina injetora de plástico.

Fonte: Provenza, 1993

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A moldagem por injeção é um processo dinâmico e cíclico que pode ser dividido, simplificadamente em seis etapas sucessivas: fechamento do molde, dosagem, preenchimento, recalque, resfriamento e extração (Dae, 2009). A seguir serão apresentadas detalhadamente as etapas de transformação de plásticos por injeção:

Fechamento do molde: O ciclo de moldagem é iniciado pelo fechamento e travamento do molde, necessário para suportar altíssima pressão no interior da cavidade no momento da injeção. Os equipamentos atuais variam este valor desde 30 toneladas até mais de 1000 toneladas.

Dosagem: Consiste na plastificação e homogeneização do compósito no cilindro de injeção, obtidas por meio do movimento de rotação do parafuso e do aquecimento do cilindro por resistências elétricas. Os parâmetros importantes a serem levados em consideração nesta etapa são: temperatura do cilindro, velocidade de rotação e contrapressão do parafuso.

Preenchimento: Injeção do polímero para o interior da cavidade do molde por meio do movimento linear de avanço do parafuso. Quando a camada de material polimérico entra em contato com as superfícies frias da cavidade do molde, ele esfria rapidamente, enquanto o núcleo central continua fundido. O material adicional que entra na cavidade flui ao logo da linha do canal enquanto as paredes da cavidade revestidas por termoplásticos já estão solidificadas. Os principais parâmetros nesta etapa são: pressão de injeção, velocidade de injeção e dimensionamento dos pontos de injeção da cavidade do molde.

Recalque: Finalizando o preenchimento das cavidades com volume de material fundido maior que o volume real da cavidade, a pressão nas paredes da mesma é mantida constante até a solidificação da peça. Esta manutenção da pressão nas cavidades é conhecida como recalque e se destina a compensar a contração da peça moldada durante seu resfriamento, evitando a ocorrência de defeitos de moldagem como os chamados “rechupes”, e outras imperfeições, bem como perda de parâmetros dimensionais. A pressão de recalque determina quanto material foi adicionado a mais do que o necessário para o completo preenchimento do molde. Uma regra básica define que a dosagem deve incluir um volume entre 5 e 10% maior que o necessário para o completo preenchimento da cavidade.

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Resfriamento: finalizada a etapa de recalque a peça é mantida no molde fechado, para o resfriamento e, consequentemente, para complementação de sua solidificação. O calor da peça transmitido ao molde durante o resfriamento é dissipado por um refrigerante, normalmente água, o qual se desloca através dos dutos feitos no molde (canais de refrigeração).

Extração: encerrada a etapa de resfriamento a peça é extraída por ação de extratores mecânicos, hidráulicos, elétricos, pneumáticos, que são definidos de acordo com a concepção do molde e a geometria da peça.

A importância dos materiais poliméricos assim como a classificação dos mesmos será discutida à continuação no item de materiais poliméricos para o processo de injeção.

2.2. Materiais poliméricos para injeção

Os tipos de polímeros mais consumidos atualmente são os polietilenos, polipropilenos, poliestirenos, poliésteres e poliuretanos; que devido a sua grande produção e utilização são chamados de polímeros commodities (MANRICH, 2005). Outras classes de polímeros, como os poliacrilatos, policarbonatos e fluorpolímeros tem tido uso crescente. A Figura 2.2 mostra os principais tipos de polímeros pra injeção e os compostos utilizados em sua fabricação.

Figura 2.2. Rotas de produção de vários polímeros.

Fonte: MANRICH, 2005

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As propriedades mecânicas e o comportamento do polímero durante o processamento são altamente dependentes do tamanho médio e da distribuição de comprimentos das cadeias de polímero. Embora para um dado polímero com a mesma estrutura química, pesos moleculares diferentes podem mudar completamente as propriedades do polímero (propriedades físicas, mecânicas, térmicas, reológicas, de processamento e outras), e por esta razão, os polímeros são caracterizados principalmente por seu peso molecular.

O uso de polipropileno (PP) com fibra de vidro é ainda objeto de muita investigação científica e tecnológica, em função do grande atrativo deste compósito para aplicações de engenharia cada vez mais exigentes, como requerida na indústria automobilística, na qual os requisitos da relação custo/desempenho mecânico devem ser otimizados. Portanto a grande maioria dos desenvolvimentos está concentrada na melhoria das características dos compósitos, isto é, das propriedades da matriz polimérica, do reforço fibroso e da interface polímero-reforço (LOPES e SOUZA, 1999).

Como já foi descrito nos parágrafos anteriores existem diversos materiais poliméricos que podem ser utilizados no processo de injeção, entre eles os materiais compósitos de matriz polimérica. A continuação será analisada a natureza e importância deste tipo de materiais.

2.3. Os materiais compósitos

Os compósitos representam um caso de particular importância dentro do grupo das misturas poliméricas imiscíveis. Materiais compósitos são resultantes da combinação entre dois ou mais materiais de modo a formar um novo produto com características diferentes dos seus constituintes originais. Estes materiais são produzidos através da mistura física de uma fase dispersa que pode ser na forma de partículas, fibras ou mantas em uma fase contínua, denominada de matriz (SHELDON, 1982; BODIG e JAYNE, 1993; HULL, 1981 apud MANEIRA, 2006).

O papel da matriz é manter a orientação das fibras e seu espaçamento, transmitir as forças de cisalhamento entre as camadas das fibras (para que o compósito resista a fenômenos como dobramentos e torções) e protegê-las do ambiente exterior (MANO, 1991; ALLEN e THOMAS, 1999, apud MANEIRA, 2006).

Basicamente os materiais compósitos podem ser classificados nas seguintes categorias:

Combinação Polímero-Polímero (Blendas poliméricas);

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Combinação Polímero-Gás (Espuma, polímero celular);

Combinação Polímero-Carga Rígidas;

• Polímero-Fibra; • Polímero-Partícula; • Polímero-Carga Híbrida;

Historicamente, o polímero termoplástico tem sido usado extensamente como matriz reforçado com fibras curtas no processo de injeção de plásticos. No começo dos anos 80 do século passado se desenvolveu matrizes poliméricas adequadas para alto desempenho. O resultado foi uma nova classe de materiais compósitos com tempos pequenos de processamento, uma tolerância ao dano superior aos tradicionais materiais compósitos de matriz polimérica além de uma resistência maior a solventes (MILLER, 1996 apud SAMSUDIN, 2008).

Geralmente, o aumento do reforço promove as propriedades mecânicas (Murkherjee e Satyanarayana 1984 apud MANEIRA, 2006), embora uma alta quantidade de reforço possa favorecer a aglomeração e a baixa dispersão da matriz, com consequente redução da resistência do produto final. Os materiais de reforço serão descritos a seguir.

2.3.1. Tipos de cargas e reforços

As cargas podem ser definidas como materiais sólidos, não solúveis, que são adicionados aos polímeros em quantidades suficientes para diminuir custos e /ou alterar sua propriedades. As cargas podem ser classificadas quanto a sua forma geométrica, particuladas ou fibrosas; quanto a sua capacidade de reforço, ativa (reforçativa) ou inerte (enchimento); quanto a sua natureza química orgânica ou inorgânica; ou quanto a sua origem, natural ou sintética (REBELLO, 2000 apud SOARES, 2006).

Em resumo, as principais características que definem o desempenho de uma carga são (ROSSI, 1991 apud SOARES, 2006):

Fator de forma; Tamanho e distribuição de tamanho de partículas; Área superficial; Natureza química da superfície;

As principais características de algumas cargas empregadas em termoplásticos são apresentadas na Tabela 2.1. As formas das partículas mais empregadas na indústria de transformação plástica são as microesferas e as fibras, dependendo

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das aplicações dos produtos finais como é explicado no item a seguir. A área superficial específica, medida geralmente em m2/g, é outro parâmetro que, semelhantemente a fator de forma, é decisiva para melhorar a adesão entre carga e matriz.

Tabela 2.1. Exemplos de cargas utilizadas em termoplásticos.

Fonte: SOARES, 2006.

2.3.2. O vidro como reforço para compósitos

Uma das mais importantes formas de reforçar materiais poliméricos são as fibras, que podem ser descritas como flexíveis, macroscopicamente homogêneas, com alta relação entre comprimento e seção transversal.

O compósito de matriz polimérica reforçados com fibra de vidro curta (SFRP) são muito atrativos para a indústria devido a sua facilidade na fabricação e economia. Os processos de transformação de materiais como a injeção e extrusão

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são os mais frequentemente usados para fazer este tipo de compósitos (BADER, 1983; FU, 1999 apud FU, 2000).

O efeito do comprimento da fibra do material de entrada no processo de moldagem tem sido relatado por vários autores. Na maioria dos casos, estes relatórios são baseados em compósitos comercialmente disponíveis de polipropileno reforçado com fibras “longas” e “curtas” (LF-PP e SF-PP, respectivamente). A maioria dos compostos LF-PP são feitos por uma variação do processo de pultrusão exigindo uma entrada contínua de fibra de vidro, enquanto a maioria dos compostos SF-PP são produzidos por extrusão de feixes picado de fibras de vidro ou misturado ao PP ou pellets adicionado ao PP fundido em uma operação de extrusão. A produção destas duas formas diferentes de fibra de vidro coloca uma série de restrições para a formulação de dimensionamento, a distribuição do diâmetro da fibra e da densidade linear das fibras (THOMASON, 2001 apud THOMASON, 2002). Além disso, as fibras de vidro contínuas para a produção de LF-PP tipicamente estão dentro da faixa de diâmetro das fibras de 16-20 μm, enquanto que o diâmetro da fibra padrão para SF-PP está na faixa de 14-17 μm (THOMASON, 2002).

Outra forma de material particulado de vidro utilizado para reforço de materiais poliméricos são as microesferas de vidro. Microesferas são partículas esféricas, normalmente com diâmetros menores do que 200 micrômetros, que podem ser utilizadas como cargas para polímeros. Apresentam várias diferenças com relação às cargas não-esféricas (que podem se apresentar na forma de flocos, grânulos, fibras, partículas irregulares e outras). Por exemplo, a razão entre área e volume é menor que em todos os outros casos, de maneira que o aumento de viscosidade é menor quando se compara com a adição do mesmo volume de outra carga (LEE, 1986 apud BARBOZA, 2002).

Normalmente no mercado existem diferentes tamanhos de esferas como pode se observar na Tabela 2.2; a granulométria utilizada nos ensaios corresponde ao tipo AD com uma faixa entre 106 e 212 micrometros.

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Tabela 2.2. Especificações gerais das esferas de vidro existentes no mercado.

Espe

cific

açõe

s ger

ais

Tipo Peneira Distribuição de tamanho (micrometros)

Esfericidade (% mínima)*

AA 30 – 70 600 – 212 70 AB 50 -80 300 – 180 70 AC 60 – 100 250 – 150 80 AD 70 – 140 212 – 106 80 AF 100 – 200 150 – 75 80 AG 140 – 270 106 – 53 80 AH 170 – 325 90 – 45 80 AI <230 <63 80 AQ <270 <53 80

Fonte: Industrias Potters, 2009 * % mínima de partículas com formato esférico.

A Tabela 2.3 lista a densidade das microesferas ocas de vidro e de tipos comuns de cargas e resinas.

Tabela 2.3. Densidades de diversas cargas e resinas. Carga Densidade (g/cm3)

Microesferas de vidro 0,15 – 0,40 Carbonato de Cálcio 2,5

Talco 2,7 Perlita 2,6

Fibra de vidro 0,29 Resinas de poliéster 2,5

Rexina Epoxi 1,1 – 1,5 Resina de Poliuretano 1,1 – 1,4

Resina de Polipropileno 1,1 – 1,5 Fonte: 3M and Zeelan Industries, Inc. Microspheres, 2009.

Como se discutiu ao começo desta revisão bibliográfica um dos componentes mais importantes do processo de transformação de materiais poliméricos por injeção é o molde de injeção, especificamente a cavidade, pelo que a seguir se apresentara uma revisão bibliográfica sobre os diferentes fatores a conhecer sobre este componente.

2.4. Moldes de injeção

Os moldes ou matrizes usados nos processos de conformação e injeção de plásticos podem ser definidos como ferramentas usadas para reproduzir as formas geométricas de um produto. Essa ferramenta é construída de várias partes mecânicas formando um conjunto (VOLPATO, 1993 apud FERREIRA, 2006), mas basicamente tem-se duas partes, cada umas dessas partes contém uma gravura

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(macho ou fêmea), que quando unidas formam uma cavidade onde será produzida a peça. Suas cavidades possuem os formatos e as dimensões dos produtos desejados. A estrutura básica do molde de injeção é conseguida através da montagem de placas de aço em uma determinada ordem, após a usinagem, de acordo com o projeto.

A Figura 2.3 uma representação genérica e simplificada dos componentes que fazem parte de um molde de injeção, e subdivide o mesmo em seis partes, cujas diferentes funções serão explicitadas a seguir. Os componentes responsáveis pelo guiamento e alinhamento do molde são fundamentais para sua concentricidade e consequente qualidade do produto final. A alimentação do molde, ou seja, canais de injeção principais e secundários são os responsáveis pelo preenchimento de todas as cavidades, e, portanto, de grande influência no tempo total de ciclo de injeção. O sistema de ejeção responde pela perfeita extração do produto final, e, na maioria dos casos, deve garantir que o mesmo seja extraído mecanicamente de dentro do molde. O sistema de troca de calor, também conhecido como refrigeração do molde, deve manter estável a temperatura deste, e, além disso, ser eficiente o suficiente para que o produto esteja solidificado no momento da extração. É através das placas bases, superior e inferior, que o molde será preso na máquina injetora, e as forças de injeção e extração, transmitidas para o funcionamento cíclico do processo.

Figura 2.3. Projeto de um molde de injeção de três placas.

Fonte: Povenza, 1991.

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Como se tem discutido, o projeto de fabricação dos moldes de injeção precisa do conhecimento dos diferentes componentes, sendo as cavidades (macho e fêmea) os mais importantes pelo que a seguir se apresenta uma revisão dos aspectos mais relevantes da seleção dos materiais para a fabricação de estes componente do molde.

2.4.1. Seleção de materiais para a cavidade no molde de injeção de plásticos

Um dos principais fatores que influenciam na qualidade final tanto do produto

plástico quanto da própria ferramenta, é a escolha do material adequado para a cavidade (fêmea/macho). Durante o processo de moldagem por injeção de plásticos, é a cavidade do molde o elemento que mais influi sobre a qualidade do resultado final. Os fatores que condicionam o desempenho dos moldes são a temperatura e a pressão de injeção do material a injetar.

No caso geral a cavidade é a responsável pela obtenção de três dos parâmetros que definem a qualidade das peças fabricadas, a precisão dimensional, a precisão de forma, e no ultimo a precisão no acabamento superficial. Os dois primeiros parâmetros são afetados tanto pelas deformações elásticas quanto pela dilatação térmica que sofre a cavidade, bem como a contração da peça como consequência do resfriamento e solidificação. O terceiro parâmetro depende das características da interação plástico-metal (GONZALEZ, 2008).

O molde de injeção de materiais termoplásticos é um conjunto de peças cada uma com uma função específica que unidas permitem obter um produto. Esta complexidade esta dada pela interatividade com outras áreas de conhecimento como transferência de calor, mecânica dos fluidos, Tribologia, entre outras (MORATELLI, 2006).

Apesar de todas as partes possuírem aspectos importantes para a boa funcionalidade e produtividade do molde, as regiões moldantes (fêmea e macho) são consideradas críticas uma vez que as mesmas interagem diretamente com o material polimérico e com o fluido utilizado na refrigeração do molde (MENGES, 2000 apud MORATELLI, 2006).

De maneira geral, os materiais para fabricação de moldes devem conter algumas características que são desejáveis a peça acabada, bem como para facilitar sua fabricação. Barbosa, (2001 apud DOMINGUES, 2009) dividiu estas

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características quanto ao uso e a fabricação. Tais descrições podem ser observadas na Tabela 2.4. Tabela 2.4. Descrição das características desejáveis aos moldes quanto ao uso e

a fabricação. Quanto ao uso Características desejáveis para fabricação

Propriedades mecânicas (dureza, etc.) Usinabilidade Respostas a nitretação Soldabilidade Facilidade de polimento Reprodutibilidade

Resposta de texturacão Estabilidade dimensional (se tratar termicamente)

Condutibilidade térmica Mínimo risco e complexidade (se tratar termicamente)

Resistência à corrosão (inoxibilidade) Reprodutibilidade Mínimo custo

Fonte: DOMINGUES, 2009.

Muitos fatores determinam a seleção dos materiais para cavidade e macho. Tais fatores resultam de considerações econômicas, natureza e formato da peça a ser moldada e sua aplicação, e de algumas propriedades específicas, tais como, condutividade térmica, resistência mecânica, ductilidade, dureza e tratamentos térmicos que podem ser empregados. Além disso, detalhes sobre o produto a ser moldado são de grande importância e devem ser fornecidos previamente ao projeto do molde.

O conhecimento da demanda de produção e/ou colocação do produto no mercado auxiliará na determinação da quantidade de peças a serem produzidas no molde, ou seja, o número de impressões que ele terá, e consequentemente, sua vida útil estimada. Somado a isso, com a tendência cada vez maior de moldes de injeção para curtas séries, o processo de seleção de materiais passa a ser um aspecto cada vez mais importante (POUZADA apud MORATELLI, 2006). Por isso, as propriedades térmicas, mecânicas e metalúrgicas dos moldes derivam dos requerimentos citados anteriormente.

2.4.2. Diferentes aços usados na fabricação da cavidade no molde

Os aços indicados na Tabela 2.5 são de uso corrente no Brasil. Esta relação apresenta as principais características dos aços indicados e a dureza que é utilizada após tratamento térmico. É importante notar que os aços indicados são para a seleção de cavidades de moldes de injeção de plástico. Em função de requisitos especiais, o mercado de aços oferece outras opções. Por exemplo, nas

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famílias dos inoxidáveis martensíticos, há grande variedade à disposição do mercado que apresenta polibilidade superior ao aço AISI 420. Em função da necessidade de polimento, pode- se alterar a seleção do aço inoxidável AISI 420 para outro da mesma família de metais, mas com polibilidade superior (HARADA, 2004).

Tabela 2.5 Aços padrão para fabricação de cavidades na injeção de plásticos. Aço Equivalências Características Dureza de utilização

AISI 1020/1045

Aço carbono comum Utilizado no estado de fornecimento (recozido)

AISI 4340 VM40 (Villares) Aço carbono baixa liga. Fornecido no estado pré-beneficiado

Utilizado no estado de fornecimento pré-beneficiado com durezas de 28/32 HRc.

AISI P20 VP20IM (Villares) P20 (Gerdau) IMPAX (Uddeholm) M200 (Boehler) THYROPLAST 2311

Aço ferramenta especifica para moldes plásticos. Alta polibilidade. Fornecido no estado pre-beneficiado

Utilizado no estado de fornecimento pré-beneficiado com durezas de 28/32 HRc.

AISI H13 VH131M (Villares) W302 (Boehler) ORVAR (Uddeholm) H13 (Gerdau) THYROPLAST 2344

Aço ferramenta para trabalho a quente. Endurecível por têmpera

Utilizado no estado temperado para 50/52 HRc.

AISI 420 V9420IM (Villares) M310 ISOPLAST (Boehler) STAVAX (Uddeholm) 420 (Gerdau) THYROPLAST 2344

Aço inoxidável martensítico. Alta polibilidade Endurecível por têmpera

Utilizado no estado temperado para 50/52 HRc.

Fonte: HARADA, 2004.

Através da união de informações relevantes ao projeto de fabricação do molde (resina termoplástica empregada, suas cargas adicionadas) e levando em conta as principais solicitações do molde e a produtividade desejada, pode ser representada graficamente (Figura 2.4) a disponibilidade dos mais importantes aços na indústria de fabricação das cavidades para injeção de material polimérico (MORATELLI, 2006).

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Figura 2.4. Diagrama orientado na escolha do aço para a cavidade do molde

Fonte: MORATELLI, 2006

Outros fatores a considerar, para a seleção do aço e dos tratamentos térmicos, são o que se pode chamar de “Requisitos Especiais”, em particular pode-se cita a resistência à corrosão e a polibilidade, como condições muito importantes neste segmento em função das necessidades do produto. Estas propriedades estão intimamente relacionadas com a qualidade do aço utilizado e com o tratamento térmico aplicado. A Tabela 2.6 apresenta algumas recomendações para a seleção de aços, tratamentos térmicos e tratamentos de superfície.

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Tabela 2.6. Recomendações para seleção de aços, tratamentos térmicos e tratamentos de superfície. (TT: tratamento térmico, TS: Tratamento de superfície).

Fonte: HARADA, 2004

2.4.3. Alumínio como material para cavidades no processo de injeção de polímeros

Para evitar uma elevação do desgaste e, consequentemente uma redução na qualidade das peças injetadas, tem sido necessário o estudo de novos materiais que permitam além de otimizar a resistência ao desgaste das cavidades nos moldes, também estabelecer modelos de predição da sua vida útil. Dentro das possíveis alternativas, os compósitos com matriz de alumínio estão sendo empregados na fabricação de componentes estruturais em diversos setores industriais. Nos últimos anos as indústrias do transporte (especialmente no setor aeroespacial e automotiva) têm trabalhado no campo da pesquisa e desenvolvimento dos componentes AMCp (Compósitos com Matriz de Alumínio), incorporando partículas de reforço de SiC ou de Al2O3. O objetivo destes estudos tem sido a substituição de ligas mais pesadas, como as de titânio na indústria aeronáutica e o ferro fundido na automotiva.

Sele

ção

Padr

ão

Produção desejada Baixa Meia Alta

Abra

sivid

ade

do p

rodu

to

Baix

a

Aço: ao carbono (1020/1045)

TT: nenhum

Aço: ao carbono (1020/1045) TT: nenhum TS: Nitrocarbonatação

Aço: AISI 4340 ou P20 TT: nenhum TS: Nitrocarbonatação

Mei

a

Aço: ao carbono (1020/1045)

TT: nenhum TS: Nitrocarbonatação

Aço: AISI 4340 ou P20 TT: nenhum TS: Nitrocarbonatação

Aço: endurecido por precipitação TT: envelhecimento TS: Nitrocarbonatação/Nitretação a plasma/ PVD

Alta

Aço: endurecido por precipitação TT: envelhecimento TS: Nitrocarbonatação/ Nitretação a plasma

Aço: AISI H13 TT: Têmpera a vácuo TS: Nitrocarbonatação/PVD

Aço: AISI H13 TT: Têmpera a vácuo TS: Nitrocarbonatação/PVD

Requ

isito

s es

peci

ais Polibilidade: Aço P20 ou AISI 420; TT: Têmpera a vácuo (420) e nenhum (P20); TS: PVD

Corrosão: Aço P20 ou AISI 420; TT: Têmpera a vácuo (420) e nenhum (P20); TS: PVD Baixa deformação: Aço P20 ou AISI 420; TT: Têmpera a vácuo (420) e nenhum (P20)

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Recentemente diversos pesquisadores tem buscado a utilização de ligas de alumínio não reforçadas na fabricação de moldes de injeção (PERRYMAN, 1997; BEVAN, 2000; FOURAY, 1996 e WENG, 1997 apud PICAS, 2006). A utilização neste campo tem encontrado problemas pelas elevadas tensões mecânicas envolvidas nesses processos, assim como pela baixa resistência ao desgaste que apresentam a maioria de ligas utilizadas (NERONE, 2000 apud PICAS, 2006). A utilização de materiais reforçados tem permitido incrementar as propriedades mecânicas, em especial a resistência à fadiga e resistência ao desgaste de diversas ligas de alumínio (PICAS, 2006 e GONZALEZ, 2008).

A baixa densidade específica e a elevada condutividade térmica são as propriedades que tornam interessantes as ligas de alumínio na fabricação das cavidades. A baixa densidade específica pode dar uma redução do peso dos moldes de alumínio de até um 65% em comparação como os atuais moldes de aço (PICAS, 2006). A elevada condutividade térmica do alumínio, quatro vezes maior do que a do aço permite uma rápida e uniforme distribuição e dissipação de calor, melhorando a qualidade do produto e a redução dos tempos de injeção.

Nas ligas da serie 7xxx o zinco (Zn) é o elemento de liga de maior porcentagem, variando de 1 a 8%, O uso de uma pequena porcentagem de magnésio (Mg) resulta em uma liga tratável termicamente e com alta resistência mecânica (ASM, 1990). A adição destes elementos de liga, no entanto reduzem a soldabilidade da liga, devido ao aumento da suscetibilidade a trincas. Usualmente, outros elementos como cobre (Cu) e cromo (Cr) são adicionados em pequenas quantidades. Estas ligas são largamente utilizadas em peças altamente solicitadas mecanicamente (ASM, 1990).

É importante ter conhecimento dos fenômenos de desgaste que se podem apresentar no trabalho constante de um molde de injeção de plásticos. A seguir se apresenta a discussão sobre os modos de falha, no qual se estuda os diferentes conceitos de desgaste desenvolvidos por diversos pesquisadores.

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2.5. Modos de falhas produzidos nos moldes de injeção

Estima-se que o desgaste dos moldes especialmente na cavidade seja o maior responsável pela origem de falhas e pela perda de produtividade em situações de alta escala de produção. O desgaste da cavidade dificulta a desmoldagem dos produtos, prejudica o seu acabamento e resulta na parada de maquinas. A maioria dos moldes possui um alto valor agregado e, muitas vezes, a cavidade tem geometrias complexas, consistindo de peças em movimento relativo, que facilitam os mecanismos de corrosão e desgaste. Diversos são os mecanismos atuantes nesses conjuntos: a abrasão, como no caso de plásticos preenchidos com partículas de alta dureza (fibras de vidro, minerais, etc.), a adesão e a corrosão (HARADA, 2004).

Durante o trabalho dos moldes para plástico e borracha, pode-se citar como principais falhas sofridas por eles:

Desgaste abrasivo, notadamente nos casos de materiais com maior carga de materiais altamente abrasivos, como fibras de vidro, minérios, etc.

Corrosão pelos produtos da decomposição de certos polímeros clorados, como por exemplo, PVC.

“Efeito Diesel” resultante da detonação brusca de gases comprimidos, podendo conduzir a efeitos de queima da superfície do molde, como mostrado abaixo, na Figura 2.5.

Figura 2.5. “Efeito Diesel” na superfície de um molde produzida pela ação

de gases comprimidos no interior da cavidade. Fonte: ARAÚJO,P., 2004

39

De acordo com vários autores Knotek (1993), Shivpuri (1995), Yu (1995) e Wang (1997) (apud ARAÚJO, 2005), a fadiga térmica é um dos tipos de desgaste de moldes de injeção, podendo atuar isoladamente ou em conjunto. A fadiga térmica ocorre devido ao fato do molde estar sempre a uma temperatura inferior à do termoplástico que está sendo injetado.

No estudo realizado por Bergstrom (2001), foi desenvolvida uma metodologia experimental para estudar o desgaste da superfície de moldes de injeção. As condições dos ensaios (tipo de polímero, ciclo de injeção, etc.) foram estabelecidas para garantir a ocorrência do desgaste acelerado permitindo o estudo do fenômeno no trabalho. Neste caso foi utilizado como material polimérico, resina de policarbonato (Lexan 341R-739), a qual contém 40% em peso de fibras de vidro curta, a qual é muito conhecida pelo seu caráter abrasivo.

O estudo revelou principalmente mecanismo de desgaste abrasivo por ação das partículas rígidas com a atuação de micro-corte e desgaste por impacto de partículas sólidas (erosão). As proporções e a quantidade dos diversos mecanismos dependem:

• Da localização da medição do desgaste no molde, das variáveis de fluxo, ou seja, da geometria do molde, resultando em diferentes zonas de desgaste;

• Das condições de injeção; • Da resposta do material do molde;

Diferentes mecanismos de desgaste podem se apresentar na mesma cavidade do molde, dependendo da zona de análise como se mostra na Figura 2.6. Podem-se distinguir duas zonas de desgaste, uma perto da entrada do fluxo e outra longe desta região. A zona que está localizada perto da entrada do fluxo do material polimérico apresenta maior desgaste em comparação com a outra. Isto ocorre por que as partículas abrasivas têm um contato mais direto com a superfície e a uma maior velocidade, sendo o mecanismo predominante o desgaste erosivo. Nesta zona pode-se observar deformação plástica e erosão da matriz (BERGSTROM, 2001).

40

(a)

(b)

(c)

Figura 2.6. Imagem do desgaste produzido na superfície da cavidade do molde por ação de fibra de vidro na injeção de um material termoplástico. a) zona de desgaste erosivo (entrada do fluxo polimérico), b) zona de transição

de desgaste erosivo a desgaste abrasivo, c) desgaste abrasivo. Fonte: Adaptado de BERGSTROM, 2001

41

2.6. Processo de desgaste

2.6.1. Tribossistema

As características físicas e as condições ambientais presentes na interação das superfícies dos pares mecânicos que estão em contato e movimento relativo, é conhecido como tribossistema. Este é representado pelo corpo e contra-corpo, o elemento interfacial, o meio circunvizinho (gases, líquido, em diferentes condições de pressão). A Figura 2.7 apresenta de forma esquemática o que vem a ser um sistema tribológico.

Figura 2.7. Representação esquemática de um sistema tribologico.

Fonte: Adaptação de WILLIAMS, 1994.

A ação sobre os elementos ou sua interação entre eles pode variar amplamente. A Figura 2.8 mostra esquematicamente os diferentes tipos de ação sobre a superfície de um corpo sólido. De acordo com a mobilidade, pode-se distinguir entre deslizamento, rolamento, oscilamento, impacto e fluência. O processo de desgaste pode classificar-se como desgaste por deslizamento, desgaste por rolamento, desgaste por oscilação, desgaste por impacto e desgaste erosivo; dependendo da cinemática do sistema. Outras descrições do processo de desgaste inclui o estado físico do contra-corpo, ou seja, sólido ou líquido, ou o ângulo de ação. Referente ao elemento interfacial, o processo de desgaste são chamados secos ou lubrificados (rolamento lubrificado, desgaste a dois e três corpos).

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Figura 2.8. Classificação dos processos de desgaste

Fonte: Adaptação de ZUM GAHR, 1987.

2.6.2. Definição e classificação de desgaste abrasivo.

O desgaste abrasivo é definido como o deslocamento de material causado pela presença de partículas duras. Estas partículas podem estar entre as superfícies ou incorporadas a uma ou ambas superfícies em movimento como foi apresentado por Peterson e Winer (1980 apud ZUM GAHR, 1987). Uma partícula dura pode ser o produto do processamento, (exemplo, sílica, alumina ou outros minérios), ou um fragmento de desgaste endurecido por deformação plástica (encruamento) ou ainda surgir da presença acidental de uma partícula dura como um contaminante externo ao tribossistema. Protuberâncias como asperezas sobre superfícies normalmente usinadas podem também atuar como “partículas duras” se a superfície é muito mais dura que o contra-corpo (ZUM GAHR, 1987).

Uma outra definição importante é apresentada pela ASTM G40-01 (ASTM, 2001) a qual apresenta o desgaste abrasivo como sendo “a perda de massa resultante da interação entre partículas ou asperezas duras que são forçadas contra uma superfície, ao longo da qual se movem”.

Outros autores tem definido o desgaste abrasivo como a perda de matéria devido ao movimento relativo de duas superfícies e decorrente da ação de; asperezas duras em uma das superfícies; partículas abrasivas livres entre as duas superfícies; partículas abrasivas engastadas em uma das superfícies (OECD,

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1969 apud MARTINS, 2008). Protuberâncias formadas no processo de usinagem podem atuar como partículas abrasivas desde que o material da superfície usinada possua maior dureza que o da superfície antagonista (ZUM GAHR, 1987 apud MARTINS, 2008).

A Figura 2.9 apresenta tribossistemas nos quais o desgaste abrasivo é predominante. Calhas, sistemas hidráulicos com sujeiras, extrusoras, trituradores de rochas, moldes usados em metalurgia do pó e guias deslizantes são componentes mecânicos que podem sofrer desgaste devido à abrasão.

Figura 2.9. Tribossitemas onde o desgaste abrasivo é predominante

Fonte: ZUM GAHR, 1987.

2.6.3. Classificação do contato dos corpos no desgaste abrasivo

O contato entre abrasivo e corpo é classificado tradicionalmente em dois tipos: abrasão a dois corpos e a três corpos. Na situação onde a velocidade em que o abrasivo atinge a superfície desgastada é uma variável importante o desgaste é classificado como abrasão por erosão como foi descrito por Misra e Finnie (1980 apud PINTAÚDE, 2005). A interpretação usual define a abrasão a dois corpos como o sistema no qual as partículas ou as asperezas estão rigidamente fixas no segundo corpo, fazendo com que penetrem e causem riscos no primeiro corpo. Por sua vez, a abrasão a três corpos é o sistema no qual os abrasivos estão livres para movimento de rolamento.

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A definição geral do desgaste abrasivo a três corpos diz que é o tipo de desgaste, onde as partículas abrasivas estão livres, o que permite o rolamento destas entre os corpos que, consequentemente, permanecem apenas parte do tempo atuando no riscamento da superfície (DE MELLO, 1999). A diferença entre os diferentes tipos de desgaste abrasivo segundo esta definição está representada esquematicamente na Figura 2.10.

(a) (b)

Figura 2.10. Representação esquemática do desgaste abrasivo, a) dos corpos e b) três corpos.

Fonte: DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004

GATES (1998) discute dois exemplos de conflitos existentes com o uso da classificação dois ou três corpos. O ensaio da roda-de-borracha (ASTM G65-04), que é usualmente classificado como um sistema a três corpos pode adquirir a configuração de dois corpos, devido à possibilidade dos abrasivos ficarem incrustados na borracha, após penetrarem na interfase entre o corpo-de-prova e a roda. Outro caso que mostra a problemática de tal classificação refere-se a abrasivos livres, como em uma calha transportadora de minérios. Este sistema pode ser classificado como abrasão a dois corpos (calha e minérios), entretanto, os abrasivos estão livres para rolar, o que é característico de um sistema a três corpos, segundo a classificação usual.

Apesar da discussão apresentada por GATES (1998), a divisão do desgaste abrasivo em dois e três corpos é bastante intuitiva e pode ajudar a compreender os fenômenos que ocorrem no contato.

Ensaios de desgaste abrasivo a dois corpos produzem taxas de desgaste de pelo menos uma ordem de grandeza maiores que a abrasão a três corpos, quando estão sob condições comparáveis (RABINOWICZ; DUNN e RUSSELL, 1961; RABINOWICZ e MUTIS; 1965; RABINOWICZ, 1995 apud MARTINS, 2008). A Figura 2.11 mostra um exemplo da influência do tipo de desgaste (2 ou 3 corpos) na taxa de desgaste.

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Figura 2.11. Variação das taxas de desgaste (mm3/m x 10-2) de aço AISI 1020

em função da força aplicada e da configuração do sistema. Abrasivo: SiC 250μm. Fonte: MISRA e FINNIE, 1980 apud PINTAÚDE, 2005

2.6.4. Mecanismos do desgaste abrasivo

2.6.4.1. Controlados por o movimento da partícula

Dependendo das características do material do contra-corpo utilizado ensaios a três corpos, como a dureza e a tenacidade, as partículas abrasivas podem engastar na superfície deste, ocasionando apenas riscamento, ou rolarem, ocorrendo apenas indentações.

Rutherford (1996) e Hutchings (1997) mostraram que no desgaste abrasivo a três corpos ocorre uma rotação de partículas atuantes, resultando em indentações espalhadas sobre a superfície de desgaste. Riscos/sulcos são associados ao encrustamento das partículas no contra-corpo, que deslizam sobre a amostra.

Em um trabalho sequente, Trezona; Allsopp e Hutchings, (1999) propõem uma nova classificação para o desgaste abrasivo em função dinâmica de partícula atuante. O processo de desgaste abrasivo no qual as partículas são fixadas no contra-corpo e deslizam sobre a amostra é descrito como “desgaste abrasivo por sulcamento” (“grooving abrasive wear”), e o processo em que é possível o rolamento das partículas entre as superfícies é descrito como “desgaste abrasivo por rolamento” (“rolling abrasive wear”). O desgaste abrasivo por sulcamento é o processo no qual a mesma região da partícula abrasiva, ou aspereza, permanece em contato com a superfície desgastada ao longo do processo. Neste tipo de desgaste as superfícies são caracterizadas por sulcos paralelos á direção de deslizamento da partícula.

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Em contraste, o desgaste abrasivo por rolamento é o processo caracterizado pelo fato de que a região da partícula abrasiva em contato com a superfície de desgaste é continuamente mudada. As superfícies de desgaste produzidas por esse processo são caracterizadas por serem altamente deformadas, com a presença de indentações múltiplas, e com pouca ou nenhuma direcionalidade.

Os efeitos do tamanho das partículas abrasivas sobre a resistência ao desgaste têm sido extensamente referenciados na bibliografia, mas ainda continua sem ser explicada a relação entre o tamanho da partícula e a taxa de desgaste.

Fang et al. (1993, apud DE MELLO 1999) destacam a importância da morfologia do abrasivo na determinação do mecanismo de desgaste em sistemas lubrificados. Estes autores idealizaram um sistema capaz de registrar o comportamento de uma única partícula quando inserida entre duas superfícies que possuem movimento relativo. O equipamento utilizado por estes autores permite a observação direta de todo o processo de abrasão em uma vista lateral, onde o movimento da partícula seria arquivado através de sucessivas fotografias, como mostra a Figura 2.12. Estes autores concluíram que as partículas com um formato mais próximo à esfera possuem a tendência de engastar em uma das superfícies e deslizar sobre a outra, enquanto que partículas com um formato que apresente picos tendem a rolar indentando as superfícies.

(a) (b)

Figura 2.12. Fotografias sucessivas mostrando a interferência da forma da partícula sobre o movimento da mesma: a) formato esférico leva ao deslizamento

da superfície, b) formato anguloso tendendo ao rolamento da partícula. Fonte: FANG et al., 1993 apud DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004.

Inicialmente o caso considerado por Williams e Hyncica (1992, apud DE MELLO 1999) usaram um modelo simples para demonstrar o efeito da distância entre as superfícies, características do abrasivo (geometria) sobre o mecanismo de

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desgaste predominante. Neste modelo, a partícula abrasiva é representada por um prisma longo, de seção transversal angular onde D é a maior diagonal, o ângulo β deve estar entre 45° e 90° e h é a distância de separação das superfícies. As superfícies são planas, lisas, possuem a mesma dureza e são animadas de movimento relativo. A Figura 2.13 representa o modelo proposto por esses autores.

Figura 2.13. Partícula abrasiva proposta por Williams e Hyncica.

Fonte: WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004

Para uma razão D/h<1, ou seja, distância entre as superfícies é maior que o tamanho da partícula, estas passam através da interface produzindo somente alguns impactos ocasionais. Se o tamanho da partícula aumenta (D/h>1) é provável que esta se prenda, indentando as superfícies. A Figura 2.14 mostra as duas situações.

Figura 2.14. Deslizamento do abrasivo quando a relação D/h>1.

Fonte: WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud DA SILVA, BINDER, DE MELLO, 2004

O tamanho crítico da partícula pode ser correlacionado com o ângulo β, pela relação (Equação 2.1).

βsec1

=

hD (2.1) Equação 2.1

A diminuição da distancia entre os corpos, ou aumento do tamanho da partícula abrasiva, leva ao aumento do valor da razão D/h. a Figura 2.15 ilustra o

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comportamento no caso da razão D/h maior do que (D/h)1 (WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud MARTINS, 2008).

Figura 2.15. A-d. Quando D/h>(D/h)1 a partícula rotaciona até uma posição de

equilíbrio; e. Situação similar quando a dureza das superfícies é diferente; f. partícula alojada na superfície mole.

Fonte: WILLIAMS e HYNCICA, 1992 apud MARTINS, 2008

O ângulo de ataque pequeno favorece o microsulcamento, porém se este ângulo aumenta a partir de um determinado valor critico o mecanismo predominante passa do microsulcamento para o microcorte. O aumento da razão D/h aumenta também o ângulo de ataque efetivo da partícula. Pode-se então antecipar duas consequências na mudança do mecanismo de desgaste:

Rolamento Microsulcamento Microcorte

Dwyer-Joyce (1994) e Williams (1992) (apud VERSPUI e DE WITH, 1995) mostraram que além do efeito da morfologia da partícula para uma distância determinada entre o corpo e o contra-corpo e um tamanho de partículas algumas delas poderão ter o movimento de rolamento e outras de deslizamento. Os autores discutem que o rolamento acontece quando a razão entre o tamanho das partículas e a distância entre os corpos é menor do que 2.

Verspui e De With, (1997), concluíram que a distância entre corpo e contra-corpo diminui com o tempo, provocando uma elevação na carga aplicada. Este

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fenômeno está associado aos seguintes fatores: Altas cargas conduzem a uma elevação da carga aplicada por partícula atuante, o que acarreta a fratura das partículas durante o processo de abrasão, o que consequentemente diminui o tamanho médio das partículas.

2.6.4.2. Mecanismos controlados por deformação plástica.

HUTCHINGS (1992) apud PINTAÚDE (2002) distingue os mecanismos de desgaste abrasivo em dois tipos: os que são controlados por deformação plástica e aqueles controlados por fratura frágil.

O microcorte é o mecanismo mais efetivo para a remoção de material, em um processo abrasivo controlado por deformação plástica. Neste mecanismo, o abrasivo, atua como ferramenta de corte, e o material removido se apresenta na forma de cavacos como mostra a Figura 2.16.

Figura 2.16. Microscopia mostrando formação de cavaco (A) de aço doce (B)

pela ação de um grão abrasivo (C) Fonte: KAYABA, 1984 apud PINTAUDE, 2002.

No microsulcamento, o material é deslocado para baixo das partículas e as laterais do sulco, e pouco ou nada é diretamente removido. A transição de microsulcamento para microcorte ocorre em um ângulo de ataque crítico. A Figura 2.17 ilustra a presença deste regime de deformação para o caso de um penetrador esférico rígido deslizando sobre um material plástico rígido.

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Figura 2.17. Variação dos micromecanismos de abrasão controlados por deformação plástica.

Fonte: Adaptado de HOKKIRIGAWA, 1988.

A profundidade de penetração das esferas determina o ângulo de ataque efetivo, o qual também é apresentado na Figura 2.18. Ainda que no modelo plástico rígido-ideal θc (ângulo efetivo de ataque da partícula na superfície) depende unicamente da f (relação entre a tensão de cisalhamento na interface e tensão de escoamento por cisalhamento), para um material real este depende também da taxa de encruamento e de suas propriedades elásticas: especificamente, na relação E/H entre o módulo de Young e a dureza superficial. O ângulo de ataque normalmente entre 30º e 90º para a maioria dos metais, um elevado valor de E/H leva a um alto valor de θc.

Figura 2.18. Distribuição de frequência do ângulo de ataque de partículas

abrasivas e uma superfície. Fonte: MULHEARN e SAMUELS, 1962 apud HUTCHINGS, 1992.

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Segundo Hokkirigawa (1988) o valor usualmente encontrado para f em aços sob contato não-lubrificados é de 0.7. Neste caso quando DP é maior que um valor crítico DP** de 0,23 o microcorte é o mecanismo predominante. Por outro lado, nos casos em que DP é menor que DP** de 0,17 o predomínio passa a ser do microsulcamento, verificando-se apenas o deslocamento de material do sulco formado por bordas laterais, não implicando perda de massa, como mostra a Figura 2.19.

Figura 2.19. Micrografia em MEV, mostrando o mecanismo de microsulcamento

causado por um penetrador de aço ferramenta em aço inoxidável. Fonte: KAYABA et al. 1986 apud PINTAÚDE, 2002.

Uma sucessão de interações sob ação de mecanismo de microsulcamento pode resultar em perda de massa como consequência de um processo de fadiga de baixo ciclo, ou seja, um acúmulo sucessivo de danos no material, até que seja atingida uma deformação plástica suficiente para a geração de cavacos. Há evidências de que a característica das superfícies neste caso possui similaridade à observada no desgaste por delaminação, que ocorre por uma combinação de efeitos de fadiga subsuperficial, nucleação e propagação de trincas (MURRAY; MUTTON e WATSON, 1982 e LARSEN-BASSE, 1983 apud PINTAÚDE, 2002).

A Figura 2.20 mostra a variação dos mecanismos de desgaste observados por Trezona et al. (1999 apud PINTAÚDE, 2002) em aço ferramenta temperado e revenido (780 + 10 HV), após ensaio de micro-abrasão.

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(a) (b)

Figura 2.20. Micrografias em microscopia eletrônica de varredura, mostrando mecanismos de abrasão em aço ferramenta (780 + 10 HV) em ensaio de micro-

abrasão com 0,25N. (a) Microcorte, ensaio com diamante 3 μm em concentração de 0,003 g/cm3 e (b) Microimpressões, ensaio com SiC 4 μm em concentração de

1,0 g/cm3. Fonte: TREZONA et al., 1999 apud PINTAÚDE, 2002.

A Figura 2.20 mostra dois mecanismos de desgaste bastante diferentes: no primeiro caso observa-se microcorte, e no outro, microimpressões. Segundo Trezona et al. (1999 apud PINTAÚDE, 2002), as variáveis que explicam a ocorrência da transição entre estes mecanismos são a concentração do abrasivo (g/cm3) e a força aplicada (N). Embora nos casos da Figura 2.20 a força tenha sido a mesma em ambas situações. O microcorte passou a ser predominante nos casos de incrustação dos abrasivos na superfície do contra-corpo (bola de aço), o que foi verificado nos ensaios com altas forças e baixas concentrações de abrasivo na lama.

O estudo realizado também permitiu estabelecer que existe uma mudança de mecanismos de desgaste depende do incremento do nível de penetração e estabelecendo dos parâmetros como níveis críticos DP* e DP** correspondentes à transição de microsulcamento a formação de proa e desse ultimo a microcorte o mecanismo de desgaste pode ser diferenciado da seguinte maneira:

DP < DP*: Sulcamento; DP* < DP <DP**: Formação de proa; DP** < DP: Microcorte;

Na Figura 2.21 se apresenta os diferentes tipos de desgaste observados na Microscopia Eletrônica de Varredura a diferentes níveis de penetração de um aço para rolamentos (SUJ-2) com um penetrador de diamante.

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Figura 2.21. Tipos de desgaste observados com Microscopia Eletrônica de

Varredura de um aço para rolamentos (SUJ-2). a) Sulcamento, b) Formação de proa e c) Microcorte

Fonte: HOKKIRIGAWA e KATO, 1988

Pode-se resumir, da análise da literatura sobre mecanismos de desgaste controlados por deformação plástica que, a associação entre micromecanismos e suas taxas de desgaste, conforme varia a razão Ha/H (dureza do abrasivo e a dureza do material desgastado), foi apresentada por Larsen-Basse (1983 apud PINTAÚDE 2002). Segundo o pesquisador, os mecanismos associados à fadiga de baixo ciclo, como microimpressões, estão relacionadas com uma baixa razão Ha/H, caracterizando o regime de desgaste moderado, enquanto que o microcorte pode ser associado com o regime severo e com altas razões Ha/H. Usualmente a literatura utiliza a razão Ha/H para a previsão dos regimes de desgaste apenas para as situações nas quais são verificados mecanismos controlados por deformação plástica.

Zum Gahr (1897 apud PINTAÚDE, 2002) definiu como um abrasivo “duro” aquele que possui a dureza 20% maior do que a dureza da superfície desgastada ou 50% maior do que a dureza prévia ao processo de desgaste.

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Na Figura 2.22 se observa a relação esquemática entre taxa de desgaste e a razão entre dureza do abrasivo e a dureza do material desgastado.

Figura 2.22. Relação esquemática entre a perda de volume e razão de dureza

do abrasivo (Ha) e dureza do material desgastado (H). K1: ponto que delimita o início da região de transição. K2: ponto que delimita o final da região de transição.

Fonte: KRUSCHOV, 1957 apud PINTAÚDE, 2002

Na Figura 2.22 K1 e K2 são os valores que definem a região de transição dos regimes moderado e severo. Segundo Kruschov (1957 apud PINTAÚDE, 2002), estes valores são de 0,7 a 1,1 para K1 e 1,3 a 1,7 para K2, sendo que esta faixa K2 compreende o valor encontrado por Tabor (1956 apud PINTAÚDE, 2002) de 1,6 para os minerais constituintes na escala de Mohs de microdureza. Larsen-Basse mostrou que a dureza determinada após o processo de abrasão apresenta melhor relação com a resistência ao desgaste do que a dureza inicial. Considerando medidas de dureza da superfície encruada, Hmax, Richardson (1968 apud PINTAÚDE 2002) apresentou valores de razão Ha/Hmax para definir a região de transição: 0,8 para o início e 1,2 para o final. Este pesquisador propôs que, quando a dureza da superfície desgastada atingisse valores semelhantes à dureza do abrasivo, ocorre uma redução do poder de corte das arestas do abrasivo. A proposição de Richardson é corroborada pelos resultados da Tabela 2.7, que mostra o nível de fragmentação dos abrasivos, determinado por Bozzi e De Mello (1999), após os ensaios de desgaste de revestimentos WC-12%Co depositados por aspersão térmica.

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Tabela 2.7. Variação do tamanho médio dos grãos dos abrasivos após ensaios de desgaste a três corpos de revestimentos WC-12%Co.

Abrasivo Tempo para o regime permanente (minutos)

Tamanho médio inicial (µm)

Tamanho médio após ensaio (µm) Variação (%)

SiO2 330 190 + 60 120 + 40 36,8 Al2O3 26 260 + 50 220 + 60 15,4

SiC 5 250 + 40 240 + 40 4,0 Fonte: BOZZI; DE MELLO, 1999 apud PINTAÚDE, 2002.

A Tabela 2.7 mostra que, além do nível de fragmentação ter sido maior nos ensaios da Sílica, o tempo necessário dos ensaios para que fosse atingido o regime permanente de desgaste foi maior, o que evidencia a dificuldade deste abrasivo em promover alterações na superfície desgastada do revestimento WC-12%Co (PINTAÚDE, 2002).

Além da fragmentação dos abrasivos, um outro efeito relatado pela literatura, decorrente a interação entre corpos em abrasão, é a queda nos valores de resistência mecânica dos materiais abrasivos. EVANS e BUDD (1994 apud PINTAÚDE 2002) propuseram um modelo no qual a resistência mecânica do vidro após desgaste é inversamente proporcional à raiz quadrada da dureza do material metálico que está em contato com vidro.

Existem modelos matemáticos que estudam a relação entre o desgaste abrasivo e a dureza, a maioria deles apresentam como ponto de partida a equação de Archard (PINTAUDE, 2002), originalmente desenvolvida para o desgaste por deslizamento.

HLKW = Equação 2.2

Na qual, W é a taxa de desgaste, perda volumétrica por distância percorrida [mm3/m] L é a carga aplicada [N] e; K é o coeficiente de desgaste.

A Equação 2.2 consolidou a ideia intuitiva de que a resistência ao desgaste abrasivo é dependente da dureza. Este critério, embora tenha limitações desde o ponto de vista teórico, é extremadamente útil no sentido prático, pois uma grande maioria das aplicações que envolvam abrasão é possível descartar um grande conjunto de materiais em função da dureza, mesmo que esta seja determinada de forma macroscópica (LARSEN-BASSE, 1983 apud PINTAÚDE, 2002).

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Kruschov (1957 apud PINTAÚDE, 2002) verificou em um modelo elasto-plástico que para aços tratados termicamente a resistência ao desgaste não pode ser descrita por uma relação do tipo W-1 = K.H. Os resultados mostraram que a resistência ao desgaste abrasivo dos aços tratados termicamente é menor do que um metal puro com dureza semelhante.

Na Figura 2.23 apresenta a resistência ao desgaste abrasivo para diferentes ligas e metais puros (Zum Gahr, 1987). Uma elevação na dureza resulta em um incremento na resistência ao desgaste abrasivo para os metais puros. Porém, o mesmo comportamento não é observado para outras ligas, em especial para as ligas de alumínio, as quais são foco desta dissertação.

Figura 2.23. Resistência ao desgaste abrasivo de ligas endurecidas e metais

puros em um ensaio pino-contra-disco Fonte: adaptado de ZUM GAHR, 1987

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2.7. Ensaio de desgaste abrasivo ASTM G-65-04

O ensaio padronizado pela norma ASTM G-65-04 é utilizado para se determinar o comportamento tribológico de materiais metálicos usando partículas abrasivas duras, utilizou-se um tribômetro tipo roda de borracha. Este equipamento é comumente chamado de “abrasômetro tipo roda de borracha” é um dos dispositivos mais antigos para avaliação de desgaste abrasivo em laboratório e foi responsável pela maioria dos dados de desgaste disponíveis na literatura é a década de 70 Borik (1972 apud VILLABÓN, 2006). Este equipamento foi apresentado pela primeira vez por Haworth, (1948 apud VILLABÓN, 2006) e consiste basicamente em um disco recoberto por uma camada de borracha que gira em contato com a superfície do corpo-de-prova, com abrasivo na interface. Este equipamento permite realizar ensaios a seco ou lubrificado, com alta confiabilidade de resultados, sendo empregado tradicionalmente na indústria de mineração. Uma limitação destes equipamentos é a impossibilidade de se medir a força de atrito durante o ensaio, o que dificulta a estimativa da energia gasta no processo de desgaste (VILLABÓN e SINATORA, 2006). A Figura 2.24 apresenta um desenho esquemático deste ensaio.

Figura 2.24. Esquematização do princípio de funcionamento do ensaio roda-

de-borracha (ASTM G65-04).

As variáveis que afetam o desgaste abrasivo neste abrasômetro compreendem todas as possíveis variáveis de entrada de um sistema tribologico dos quais pode-se citar: a força normal aplicada nos corpos, velocidade relativa entre o abrasivo e o corpo no qual se analisa o desgaste, o meio ambiente (especialmente em ensaios á elevada temperatura), a dureza e natureza da borracha. Outras variáveis, como geometria, tamanho, tipo e dureza do material e do abrasivo também são muito importantes.

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Neste ensaio o corpo de prova é pressionado contra a roda de borracha que está girando, por meio de um braço de alavanca com peso especificado, enquanto que o fluxo de partículas abrasivas a superfície do corpo de prova é determinado pelo bocal e pelo tamanho das partículas. A Tabela 2.8 apresenta os parâmetros usados para o ensaio segundo a norma ASTM G-65-04 para diversos tipos de procedimentos.

Tabela 2.8. Parâmetros para medição da abrasão mediante o uso do abrasômetro, norma ASTM G65-04 (Roda de borracha).

Procedimento especifico

Força aplicada (lb)

Rotação (rpm)

Distância percorrida (m)

A 130 (30) 6000 4309 B 130 (30) 2000 1436 C 130 (30) 100 71,8 D 15 (10,1) 6000 4309 E 130 (30) 1000 718

É muito comum a implementação de modificações especificas na norma ASTM G65-04 dependendo das condições de trabalho e dos mecanismos de desgaste que se deseja estudar. Estas modificações estão relacionadas com o tipo de material abrasivo, tipos de amostras (corpo e contra-corpo) além de parâmetros de ensaio (velocidade e carga). As modificações mais comuns se apresentam no tipo de material abrasivo e seu tamanho.

Hutchings (1995) modificou o sistema de alimentação de partículas abrasivas do ensaio para garantir a formação de uma camada de material abrasivo na superfície do corpo-de-prova e obter o desgaste de maneira mais homogênea. Já Nahvi (2006) propôs modificações que consistem em variações no tamanho e na natureza das partículas abrasivas.

A Tabela 2.9 apresenta vários tipos de modificações realizadas por diversos pesquisadores que podem ser feitas no ensaio tipo roda de borracha com o intuito de estudar certa característica de um dado sistema tribológico.

59

Tabela 2.9. Parâmetros de ensaios tipo roda-de-borracha, diferentes daqueles propostos pela norma ASTM G65-04.

Autores Modificações

Velocidade Tempo (minutos) Abrasivos Tamanho

(µm) Fluxo (g/m) Carga (N)

M. H. Cho (2006) - -

Tuff, Bentonita e Traventina

2,5 80 - 6 45

S. M. Nahvi (2009) 2,32 0,5 - 5

Cinza - 1,09 98,1 Silica 180 – 250 2,37 19,6

- 300 – 600 - 127,5 B. Surescha

(2008) - 2,8 - - - 22 - 32

S. J. Bull (2000) 1,12 30

Nylon® com fibra de

vidro 300 0,84 24,7

Um parâmetro de extrema importância nos ensaios adaptados da norma ASTM G65-04 é o tempo de ensaio ou distância percorrida. Este parâmetro está diretamente ligado á definição dos períodos de amaciamento (running-in) e de estado estacionário (steady-state).

O período de steady-state é caracterizado por uma estabilização de diversos fatores, tais como: o coeficiente de atrito, a temperatura na região do contato e, principalmente, a taxa de desgaste. A Figura 2.25 mostra um exemplo de curva de desgaste onde está muito claro as duas regiões: Running-in (I) e Steady-state (II).

Figura 2.25. O desgaste como função do tempo do ensaio ou da distancia percorrida evidenciando várias zonas, Running-in (I) e Steady-state (II).

Fonte: ZUM GAHR, 1987

60

3. Materiais e Métodos O capítulo de Materiais e Métodos será dividido nas seguintes seções: Materiais

• Partículas abrasivas • Corpos-de-prova

Métodos • Ensaio tribológico • Caracterização dos corpos-de-prova

3.1. Materiais

Os materiais utilizados nesta dissertação de mestrado podem ser divididos nos seguintes grupos: Partículas Abrasivas

• Esferas de Vidro • Vidro Moído

Observação: O abrasivo de vidro moído consiste basicamente no mesmo

material das esferas, porém com muito mais angularidade que as esferas.

Materiais dos corpos-de-prova • Aço AISI P20 • Aço AISI 1045 • Ligas de Alumínio da família 7XXX (condição de fornecimento)

o Alumold® 500 (referência comercial) o Alcast® (referência comercial)

Tanto as esferas quanto o vidro moído foram fornecidos pela empresa JATEX Abrasivos Ltda, Já os materiais para a confecção dos corpos-de-prova P20, Alumold® e Alcast® foram doados pela empresa Schmolz-Bickembach. O aço AISI 1045 foi adquirido no comércio local de Curitiba.

3.1.1. Partículas Abrasivas

3.1.1.1. Microesferas de vidro

Com o objetivo de ter uma granulometria comparativamente similar à utilizada no ensaio de roda de borracha com sílica padrão 100, o tipo escolhido das esferas apresenta as seguintes especificações.

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Tipo: AD (ver a Tabela 2.22); Peneira ASTM: 70 – 140; Tamanho de abertura: 212 – 106 µm; Esfericidade (% mínimo): 80;

3.1.1.2. Vidro Moído

O vidro moído utilizado foi fornecido em estado moído com uma faixa granulométrica entre os 75 – 450 micronmetros. Para a realização dos ensaios de desgaste foi realizada uma etapa de peneiramento, usando unicamente o material que ficasse entre as malhas ASTM 50 e ASTM 100, garantindo assim um tamanho de partícula na faixa de 150 a 300 micronmetros.

3.1.2. Materiais Metálicos

Todos os corpos-de-prova metálicos foram confeccionados no laboratório da Minifábrica de Máquinas Convencionais do Departamento Acadêmico de Mecânica (DAMEC) da UTFPR nas dimensões de 12,7 mm de altura, 25,4 mm de largura e 76,2 mm de comprimento. A Figura 3.1 apresenta o formato final dos corpos-de-prova metálicos.

Figura 3.1. Fotografia de um corpo de prova.

3.1.2.1. Aços para corpos-de-prova

Os materiais utilizados doados pela empresa Schmolz+Bickenbach não foram submetidos a tratamentos térmicos ou de superfície neste trabalho.

O aço AISI P20 é de uso geral para a fabricação de moldes. Utilizado para a usinagem e eletro-erosão de moldes para injeção de plástico e ferramentas pra fundição a pressão de zinco (Zn). As Tabelas 3.1 e 3.2 apresentam as propriedades gerais do aço AISI P20 e do AISI 1045.

62

Tabela 3.1. Propriedades gerais do aço AISI P20 Módulo de elasticidade

(GPa) Condutividade térmica

(W/mK) Dureza Brinell

HB 207 42 293*

Fonte: Aços México (2008) *Dureza similar à utilizada nos ensaios

Tabela 3.2. Propriedades mecânicas do aço AISI 1045.

Resistência à tração (MPa)

Limite de escoamento (MPa)

Dureza Brinell HB

630 530 179* Fonte: Aços México (2008) *Dureza similar à utilizada nos ensaios

3.1.2.2. Alumínio para corpos de prova

A liga comercial ALUMOLD® 500 (Al-Zn) desenvolvida pela Schmolz+Bickenbach pertence à família 7XXX e apresenta as seguintes propriedades (Tabela 3.3):

Tabela 3.3. Algumas propriedades do alumínio Alumold® 500. Propriedades mecânicas

Limite de escoamento 0,2%(MPa)

Limite de resistência

(MPa)

Modulo de elasticidade

(Tração)

Alongamento (%) Dureza Brinell

470 - 540 510 - 590 72000 MPa 1,5 – 10 180 Propriedades físicas

Condutividade térmica (W/mK) Temperatura de fusão (°C) 153 475 - 630

Fonte: Schmolz + Bickenbach, 2010.

O ALCAST® é uma liga de alumínio (Al-Zn) de alta resistência, fundida, desenvolvida especialmente para a aplicação em moldes plásticos que atuam sob média ou baixa pressão, com estrutura granular fina e uniforme. Na Tabela 3.4 se observa algumas das propriedades mecânica e físicas do Alcast®.

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Tabela 3.4. Propriedades mecânicas e físicas do alumínio Alcast®. Propriedades mecânicas

Limite de escoamento 0,2%(MPa)

Limite de resistência

(MPa)

Modulo de elasticidade

(Tração)

Alongamento (%) Dureza Brinell

280 310 72000 MPa 1,5 135 Propriedades físicas

Condutividade térmica (W/mK) Coeficiente de expansão linear (C-1) 150 24 x 105

Fonte: Schmolz-Bickenbach, 2010.

3.2. Caracterização dos abrasivos e dos corpos-de-prova

3.2.1. Tamanho das partículas abrasivas

A determinação da distribuição de tamanho das partículas abrasivas foi realizada no Instituto de Tecnologia para o Desenvolvimento-LACTEC do Departamento de Engenharia de Materiais da Universidade Estadual de Ponta Grossa (UEPG), utilizando um granulômetro marca GRANULOMETER CILAS 920. O equipamento é basicamente composto de: um reservatório acoplado a um sistema de ultra-som, lentes colimadoras, um canhão gerador de ondas de raios-X e lentes receptoras de imagens. O princípio da técnica utiliza um feixe de luz colimado que ao incidir sobre as partículas dispersas em meio líquido, produz fenômenos de dispersão. Através de teorias de difração de Fraunhover e métodos matemáticos, consegue-se estimar o tamanho da partícula.

Previamente a realização do ensaio, o equipamento foi calibrado com uma amostra padrão de Al2O3 com a distribuição de partículas já conhecida. A seguir, o reservatório e a tubulação onde o material percorre é lavado. Em continuação, o material a ser analisado é colocado no reservatório e mantido em ultra-som durante três minutos para dispersão das partículas.

Basicamente foram realizadas duas etapas de caracterização da distribuição de tamanho das partículas. A 1ª Etapa consistiu da medição do tamanho das partículas após os procedimentos de peneiramento. Na 2ª Etapa foram feitas medições do tamanho das partículas após a passagem pelo contato borracha- metal (borracha-aço e borracha-alumínio). Este procedimento visa verificar se ocorre quebra significativa nas partículas após o processo de desgaste.

64

3.2.2. Composição Química

O resultado da análise da composição química para o aço AISI 1045 foi obtido por espectrofotometria de absorção atômica realizada no laboratório Spectroscan Tecnologia de Materiais Ltda em Curitiba e para os restantes materiais o fornecedor apresentou a ficha técnica dos materiais com a corrida da análise química (Anexo A), como é mostrado nas Tabelas 3.5 e 3.6.

Tabela 3.5. Composição química dos aços AISI 1045 e P20. Liga C Mn Si Ni Cr Mo Cu

AISI 1045 0,45 0,70 0,24 0,09 0,06 0,12 0,04

AISI P20 0,35 0,81 0,41 0,50 1,90 0,53 0,22

Fonte: Schmolz-Bickenbach, 2010 *análise realizada pela empresa Spectroscan Ltda.

Tabela 3.6. Composição química das ligas de alumínio da família 7xxx com referências comercial ALUMOLD® 500 (conformado) e ALCAST® (fundido).

Liga Mn Si Ni Cr Cu Mg Zn Zr

Alumold®

500 0,02 0,06 0,01 0,04 1,6 2,3 5,9 0,10

Alcast® 0,02 0,60 - - 0,16 2,6 4,5 0,01

Fonte: Schmolz + Bickenbach, 2010.

3.2.3. Análise Metalográfica

Para as ligas metálicas utilizadas a caracterização das microestruturas foi realizada com o auxílio de técnicas de microscopia ótica qualitativa. A preparação metalográfica das amostras constituiu-se basicamente de uma etapa de lixamento e outra de polimento mecânico em feltros com pasta de diamante para as ligas de alumínio e alumina para as ligas de aço.

As observações metalográfica foram realizadas utilizando-se microscópio Olympus BX51M, localizado no laboratório de Metalografia e Microscopia do Departamento Acadêmico de Mecânica (DAMEC-UTFPR) e com a ajuda do programa Image Pro Plus. Os reagentes químicos utilizados para revelar as microestruturas presentes foi o Keller (190 ml H2O + 3 ml HCl 37% + 2 ml HF + 5 ml HNO3 por 20 segundos) para as ligas de Alumínio e Nital ao 2% para as ligas de aço.

65

3.2.4. Microdureza Vickers

A determinação da microdureza VICKERS foi realizada no Laboratório de Metalografia do DAMEC-UTFPR usando o equipamento Micro Hardness Test HNV Shimadzu e foi divida em três partes:

Determinação da microdureza das partículas abrasivas na qual foi utilizada 1.961N como carga para o ensaio HV0,2.

Para a microdureza nos corpos-de-prova metálicos foi utilizada uma força de 9,807N no ensaio HV1.

Determinação da microdureza após ensaio seguindo os mesmos parâmetros de medição da microdureza inicial (HV1 com 9,807 N de carga). Para as ligas de aço a determinação da microdureza foi feita na superfície desgastada e pela dificuldade da observação das impressões do penetrador VICKERS as ligas de alumínio foram analisadas na sessão transversal da zona desgastada como é apresentado na Figura 3.2.

(a)

(b)

(c)

Figura 3.2. Representação esquemática do ensaio de microdureza vickers nas

ligas de após ensaio de 15 minutos, a) peça desgastada, b) análise para as ligas de aço, c) sessão transversal para análise das ligas de alumínio.

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3.2.5. Rugosidade dos corpos-de-prova

Para a caracterização da superfície dos corpos-de-prova, foi utilizado um rugosímetro com apalpador mecânico, modelo Surtronic 25 da empresa Taylor Hobson, do LASC-UTFPR. Foram utilizados os seguintes parâmetros de medição:

Comprimento de medição (Lm) = 4 mm Comprimento de corte (Lc) = 0,8 mm Filtro: Filtro de forma e de ondulação do tipo Gaussian Filtrer com tamanho

de filtro de 0,8 mm.

3.3. Ensaio de desgaste abrasivo (determinação da taxa de desgaste)

O ensaio abrasivo utilizando a roda-de-borracha foi orientado na determinação da taxa de desgaste seguindo a seguinte seqüência de atividades:

1) Fabricação dos corpos-de-prova:

• Dimensões: 254 X 762 X 217 mm (segundo a norma ASTM G65-04

e apresentada na Figura 3.3). •

Figura 3.3. Desenho esquemático do corpo de prova.

2) Acabamento superficial mecânico (Retifica): Com o objetivo de se conseguir uma superfície plana, foi realizada a etapa de retificação.

3) Polimento manual: Nesta etapa buscou-se eliminar qualquer presença de camada com tensão residual mediante o lixamento de aproximadamente 500 µm. Foram utilizadas lixa #120 e #180 para as ligas de aço e lixas #400 para as ligas de Alumínio.

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4) Limpeza das amostras: utilizou-se um equipamento de ultrasom, Metason 60T, Struers do laboratório de Materiais do DAMEC-UTFPR, por um período de 10 minutos.

5) Medição do acabamento superficial (rugosidade).

6) Determinação gravimétrica das amostras

7) Medição das massas das amostras antes e após os ensaios de desgaste. A resolução da balança analítica (marca OHAUS, modelo AS200) foi de 0,1mg.

8) Realização dos ensaios: As condições dos ensaios estão baseadas no procedimento E da norma ASTM G65-04

A perda de massa (Pm) foi determinada pela variação entre a massa inicial e final, é definida pela ASTM G65-04 conforme mostra a Equação 4.1:

MfMiPm −= Equação 4.1 Na qual

Pm: Perda de massa [g]; Mi: Massa inicial [g]; Mf: Massa final [g].

Observação: A massa inicial (Mi) foi diferente para todos os tempos da análise, sendo essa a anteriormente medida, assim para o cálculo da perda de massa após 10 minutos de ensaio foi utilizada como Mi o peso do corpo-de-prova medido após 5 minutos.

A avaliação do desgaste nos Corpos-de-prova foi realizada cada 5 minutos e garantindo a mesma posição da amostra no equipamento, como é apresentado na Figura 3.4 na qual se observa a posição dos Corpos-de-prova no porta-amostra localizado na frente da roda de borracha.

68

(a) (b)

Figura 3.4. Posicionamento da amostra no equipamento para a determinação da taxa de desgaste, a) vista geral, b) detalhe do posicionamento do corpo-de-

prova.

A distância percorrida pela roda de borracha é o fator determinante na hora da determinação das taxas de desgaste, precisando ser a mesma para todos os materiais analisados; devido ao desgaste ocorrido na roda de borracha pelos sucessivos ensaios realizados, foram feitas correções nos valores de perda de massa considerando o diâmetro inicial e final da roda, evitando a diferencia entre as distâncias obtidas em cada um dos ensaios. O diâmetro inicial foi considerado como a ASTM G 65-04 tem estabelecido e o diâmetro final foi obtido após cada ensaio. O calculo desta correção é dado pela Equação 3.2:

arrumar Na qual,

Pmc: Perda de massa corrigida [g]; Φi: Diâmetro inicial [228,6 mm]; Φf: Diâmetro final [mm];

Na determinação da taxa de desgaste o resultado da perda de massa corrigido foi utilizado junto com a quantidade de material abrasivo utilizado no ensaio, garantindo a que este último fator não afete os resultados finais. Na Equação 3.3 se observa o cálculo da taxa de desgaste.

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Na qual, w: Taxa de desgaste [g/g]; F: Quantidade de material abrasivo no ensaio após 5 minutos de ensaio [g].

A norma ASTM G65-04 prevê como parâmetros e ensaio a força de contato entre o corpo-de-prova e a roda de borracha, o número de revoluções do disco e a distância linear percorrida pela roda. Essas condições foram modificadas de acordo com o material abrasivo, seu escoamento no funil de alimentação, tentando mantê-las o mais próximas do procedimento E (Tabela 2.8) da norma. As condições dos ensaios foram:

Tempo de ensaio: 5, 10 e 15 minutos Faixa de fluxo de partículas: 230 - 400 g/minuto. Rotação do eixo da roda de borracha: 100 rpm. Carga normal: 65 N Faixa da dureza da roda de borracha: 58 - 62 Shore A Diâmetro inicial da roda: 228,6 + 0,2 mm

A Tabela 3.7 mostra a matriz de condições de ensaios, onde se pode observar os diferentes pares utilizados no estudo.

Tabela 3.7. Especificações do ensaio abrasivo realizado na roda de borracha (norma ASTM G65-04).

Material Abrasivo

Liga Metálica

Tempo de ensaio

(minutos)

Tamanho médio das partículas (µm) Número de

ensaios Inicial Após do ensaio

Microesferas e vidro moído

Alumold®

5, 10, 15

Microesferas: 155,90 Vidro moído: 196,85

Microesferas: 154,23 Vidro moído: 195,92

2 Alcast® AISI 1045 AISI P20

A Figura 3.5 apresenta fotografias do equipamento utilizado para realizar os ensaios de desgaste abrasivo e pertence ao DAMEC-UTFPR.

70

(a) (b)

Figura 3.5. Equipamento utilizado para os ensaios de desgaste e determinação do mecanismo. a) vista completa do sistema, b) imagem específica do sistema

mostrando a região de contato.

3.4. Mecanismo de desgaste

A preparação dos corpos-de-prova para a análise dos mecanismos de desgaste requereu do polimento manual da superfície como é apresentado na Tabela 3.8.

Para a determinação dos mecanismos de desgaste, foi realizado o exame das superfícies de desgaste dos corpos-de-prova mediante a técnica de microscopia eletrônica de varredura (MEV) e analise EDX nos equipamentos pertencentes ao Centro de Microscopia Eletrônica (CME) da UFPR, Grupo de Corrosão e Proteção da Universidad de Antioquia, Colômbia e do Laboratório de Microscopia Eletrônica do LACTEC, Curitiba.

71

Tabela 3.8. Sequência de lixamento utilizadas nos diferentes corpos-de-prova. Tipo de

Material Lixa Tempo (minutos)

Tipo de material Lixa Tempo

(minutos)

Aço

120 5

Alumínio

320 5 180 5 420 4 320 4 600 2 420 4 100 2 600 2 Diamante

1µm 3

100 23 Alumina

1µm

3.5. Profundidade de desgaste (Metrologia)

A determinação da profundidade do desgaste nos corpos-de-prova foi feita utilizando uma maquina de medições por coordenadas (MMC) marca Zeiss UMM550 que pertence ao Laboratório de Metrologia do DAMEC-UTFPR.

As medidas de profundidade dos riscos nos diferentes corpos-de-prova foram realizados em duas direções nos corpos de prova (longitudinal e transversal) como é mostrado na figura 3.6. O espaçamento entre os pontos foi de 1,7 mm.

Figura 3.6. Representação esquemática das direções de medida da profundidade

de desgaste.

72

4. RESULTADOS E DISCUSSÃO

Os resultados das analises desenvolvidas neste trabalho, estão apresentados da seguinte maneira: Caracterização das partículas abrasivas. Caracterização dos corpos-de-prova. Ensaios de desgaste abrasivo.

4.1. Caracterização das partículas abrasivas

4.1.1. Forma das partículas

A Figura 4.1 apresenta as imagens das diferentes partículas abrasivas utilizadas antes dos ensaios abrasivos. Nela se pode observar uma geometria mais esférica pertencente à amostra das microesferas e do outro lado partículas com uma geometria principalmente angulosa com uma geometria aleatória.

(a) (b)

Figura 4.1. Micrografia em microscopia eletrônica de varredura, mostrando, a) Microesferas, b) Vidro moído.

Pode-se observar a presença de contaminação nas amostras de microesferas e vidro moído. Essa contaminação é originada no processo de fabricação e não tem relação com uma possibilidade de contaminação no processo de peneiração, armazenamento e realização dos ensaios de desgaste.

73

4.1.2. Distribuição de tamanho das partículas

Os resultados obtidos da determinação da distribuição de tamanho das partículas abrasivas, antes e após dos ensaios, além do histograma (Figura 4.2) estão apresentados seguir:

Diâmetro a 10%: 75,23 μm Diâmetro a 50%: 188,26 μm Diâmetro a 90%: 334,86 μm Diâmetro Médio: 196,85 μm

Figura 4.2. Distribuição granulométrica das partículas de vidro moído utilizadas

nos ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha.

O resultado mostra uma ampla distribuição de tamanho das partículas na qual o 50 % das partículas apresentam um tamanho superior ao diâmetro médio, para o qual foi necessária a separação das partículas por o método de peneirado, utilizando o material entre as malhas # 50 e # 100 (300 μm e 150 μm) para areia 100.

Segue a distribuição de tamanho das microesferas de vidro e o histograma (Figura 4.3). Diâmetro a 10%: 70,09 μm Diâmetro a 50%: 143,60 μm Diâmetro a 90%: 257,14 μm Diâmetro Médio: 155,90 μm

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Figura 4.3. Distribuição granulométrica das microesferas de vidro utilizadas nos

ensaios de desgaste abrasivo tipo roda de borracha.

As microesferas de vidro apresentaram uma distribuição homogênea com um diâmetro médio aproximado da partícula de 156 μm, tamanho similar ao utilizado pela norma ASTM G65-04.

Observa-se uma diferença de tamanho médio entre as microesferas e o vidro moído aproximada de 40 μm. Esta diferença afeta diretamente no fluxo de alimentação dos ensaios, apresentando uma diferença de 130 g/min. Mesmo que o valor é superior à diferença considerada na norma ASTM, a qual tem uma faixa de fluxo de alimentação de partículas de 100 g/minuto na determinação da taxa de desgaste é usada a relação da perda de massa e a quantidade de material utilizado no tempo de ensaio, garantindo assim que a interferência da diferença em tamanho de partícula sob os resultados seja mínima.

4.1.3. Microdureza

A microdureza das partículas abrasivas foi determinada em uma das amostras devido a que ambas as amostras foram fornecidas pela mesma empresa, pelo que foi considerada uma microdureza para ambas. A Tabela 4.1 mostra os resultados obtidos dos ensaios de microdureza das partículas de vidro moído utilizadas nos ensaios. Além disto, apresenta os valores das diagonais das impressões VICKERS L1 e L2 e HRc.

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Tabela 4.1. Resultados das medições de microdureza realizados às partículas de vidro moído.

Medida Dureza HV0,2 L1 L2 HRC 1 529 26,17 26,98 51,0 2 505 26,36 27,86 49,4 3 528 27,02 26,00 51,0 4 531 25,56 27,31 51,1 5 531 26,75 26,09 51,1

Média 524,8 - - 50,72 D. Padrão 12,58 - - 0,83

4.2. Caracterização dos corpos-de-prova

Para a caracterização dos corpos-de-prova, foram determinadas: Microestruturas; Microdureza Vickers; Rugosidade;

4.2.1. Análise metalográfica dos metais

Para a caracterização das microestruturas foi realizada uma preparação metalográfica tradicional, com lixamento e polimento

A Figura 4.4 apresenta a microestrutura do AISI P20. Observa-se matriz responsável pela maior fração volumétrica da microestrutura, sendo esta martensita, típica nos aços ferramenta fornecida normalmente na condição beneficiamento. Esta matriz é conhecida como martensita em ripas (um dos mecanismos de deformação plástica observada nas transformações martensíticas) e é mais comumente observada em aços baixo e médio carbono (WINCHELL, 1962; HONEYCOMBE, 1981; ASM, 1983 apud BORRO, 2001).

76

Figura 4.4. Microestrutura de aço AISI P20. Ataque Nital 2%

Na Figura 4.5 se observa a presença de duas fases diferentes na composição do material. Observa-se claramente a presença de perlita e de ferrita em quantidades compatíveis com um aço AISI 1045.

Figura 4.5. Microestrutura do AISI 1045, onde os grãos de perlita (região escura) são maiores e a ferrita formada nas regiões dos contornos de grão (região clara).

Ataque Nital 2%

77

Na Figura 4.6 se apresenta a microestrutura do alumínio Alcast®, pertencente à família 7XXX, onde se pode observar uma estrutura com Al + X(MgZn2) eutético e alguns precipitados (possivelmente um Al2Mg3Zn3 (T), que são normalmente observado em microestruturas de alumínios recozidos (ASM, 2007).

Figura 4.6. Microestrutura de alumínio Alcast®, onde se observa uma estrutura

com Al + X(MgZn2) eutético. Ataque de reagente Keller.

A Figura 4.7 apresenta a microestrutura do alumínio Alumold® 500, pertencente à família 7XXX, a qual é representativa de uma condição de tratamento térmico (T6) com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutético e precipitados (possivelmente de Al2Mg3Zn3 (T)) (ASM, 2007).

78

Figura 4.7 Microestrutura de alumínio Alumold®, onde se observa uma condição

de tratamento térmico com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutético. Ataque de reagente Keller.

4.2.2. Microdureza VICKERS

A Tabela 4.2 apresenta os resultados da determinação de microdureza das ligas de aço e de alumínio.

Tabela 4.2. Resultados obtidos de microdureza VICKERS dos corpos de prova.

Medidas Alumínio fundido AISI 1045 Alumínio

conformado AISI P20

Dureza HV1 1 112 173 185 293 2 110 174 190 292 3 104 184 194 295 4 105 181 197 299 5 104 183 196 303 6 111 179 202 292

Média 108 + 4 179 + 5 194 + 6 296 + 5

A Figura 4.8 mostra a representação gráfica dos resultados da determinação da microdureza dos materiais. Nesta Figura fica mais evidenciado que há diferença entre o Alumold® 500 e o aço AISI 1045 é muito pequena.

79

Figura 4.8. Resultados da determinação da microdureza nos Corpos-de-prova.

Nos resultados apresentados na Tabela 4.2 e representados graficamente na Figura 4.8 pode-se observar a grande diferença de microdureza entre as duas ligas de alumínio mesmo pertencendo à família 7XXX. A diferença pode ser o resultado da quantidade maior de Cu existente na liga Alumold® 500, que aumenta a resistência à tração e relaciona-se diretamente com um aumento na dureza.

Na Tabela 4.3 é apresentada a relação que existe entre as diferentes ligas metálicas e o material abrasivo (Ha/Hs).

Tabela 4.3. Relação de dureza entre as ligas metálicas e as partículas abrasivas. Material Relação Ha/Hs

AISI 1045 2,92 AISI P20 1,81

Alumold® (Alumínio conformado) 2,76 Alcast® (Alumínio Fundido) 3,98

Observação: a dureza utilizada para as partículas abrasivas foi obtida do vidro moído.

Observando os resultados na Tabela 4.2 e a informação das pesquisas de LARSEN-BASSE (1983) e RICHARDSON (1968) o desgaste abrasivo está localizado no regime severo e segundo os pesquisadores, os mecanismos associados à fadiga de baixo ciclo, como microimpressões, estão relacionadas com baixas razoes Ha/Hs, caracterizando o regime de desgaste moderado, enquanto que o microcorte pode ser associado com o regime severo e com altas razões Ha/Hs, resultado que será discutido com a ajuda das imagens micrográficas obtidas no equipamento de MEV.

80

4.2.3. Rugosidade das amostras metálicas

Na Tabela 4.4 se apresenta os valores obtidos das amostras de aço após usinagem dos corpos-de-prova realizado com o rugosímetro do DAMEC-UTFPR.

Tabela 4.4. Parâmetros de rugosidade da superfície dos aços AISI P20 e AISI 1045.

Medidas Ra (µm) Rq (µm) Rsm (µm) 1 0,26 0,36 4,74 2 0,24 0,33 3,70 3 0,24 0,32 3,20 4 0,21 0,29 3,16 5 0,24 0,32 3,89 6 0,22 0,30 3,30

Média 0,23 + 0,015 0,32 + 0,024 3,67 + 0,55

Os níveis do parâmetro de rugosidade Ra (o qual está sendo utilizado como parâmetro inicial de comparação de acabamento) para os aços AISI P20 e AISI 1045 obtidos e a granulometria do papel abrasivo responsável por este acabamento estão apresentados abaixo.

0,23 < Ra < 0,25 μm (Lixa #180). 0,45 < Ra < 0,40 μm (Lixa #120).

A Figura 4.9 apresenta um exemplo do perfil de rugosidade dos Corpos-de-prova, obtido durante a medição dos parâmetros de rugosidade. Na ordenada, estão apresentados os dados da variação de altura da ponta do apalpador durante o deslocamento horizontal da haste do rugosímetro, e na abscissa, o comprimento de medição (Lm = 4 mm).

Figura 4.9. Perfil de rugosidade do aço AISI P20 obtido após lixamento

81

Na Tabela 4.5 se observam os resultados da determinação da rugosidade da superfície de contato das ligas de alumínio, após lixamento.

Tabela 4.5. Parâmetros de rugosidade da superfície das ligas de Alumínio. Material Ra (µm) Rq (µm) Rsm (µm)

Alumold® 500 (Alumínio

conformado)

0,255 0,334 2,240 0,292 0,357 2,480 0,255 0,329 2,320 0,279 0,353 2,420 0,307 0,395 2,530

Média 0,280 + 0,020 0,350 + 0,020 2,400 + 0,120

Alcast® (Alumínio fundido)

0,356 0,459 2,710 0,383 0,484 3,090 0,424 0,532 3,710 0,396 0,419 3,010 0,398 0,514 3,530

Média 0,380 + 0,020 0,480 + 0,040 3,200 + 0,410

Os valores do parâmetro Ra pra o ALUMOLD® 500 e ALCAST® foram respectivamente:

0,25 < Ra < 0,30 μm (Lixa #400). 0,35 < Ra < 0,38 μm (Lixa #400).

A Figura 4.10 apresenta um exemplo do perfil de rugosidade dos Corpos-de-prova, obtido durante a medição dos parâmetros de rugosidade. Na ordenada, estão apresentados os dados da variação de altura da ponta do apalpado e na abscissa, o comprimento de medição (Lm = 4 mm).

Figura 4.10. Perfil de rugosidade do alumínio ALCAST® obtido após uso do filtro

de fator de forma.

82

Segundo a norma ASTM G65-04 para a realização dos ensaios de desgaste abrasivo é necessário ter uma superfície retificada, o que garante que cada um dos corpos-de-prova apresente o mesmo tratamento superficial e que suas rugosidades permaneceram próximas. Com o polimento manual das amostras após o processo de retificação, o acabamento obtido pode ser considerado equivalente, mesmo para famílias de materiais tão distintas, neste caso ligas de aço e de alumínio.

4.2.4. Resumo da caracterização dos materiais

Microesferas de vidro: Apresentam contaminação de partículas angulosas e seu tamanho médio é de 155,90 μm, valor comparável ao material padrão neste tipo de ensaios (Areia normal brasileira NBR 7124 conforme classificação da ABNT).

Vidro moído: Tamanho médio da partícula de 196,85 μm, com uma geometria aleatória com partículas angulosas e com presença de contaminação de partículas esféricas.

Não houve quebra significativa das partículas durante os ensaios.

As partículas abrasivas (valor médio: 524,8 HV0,2) apresentam uma dureza maior quando comparado com as obtidas nas ligas metálicas antes da realização dos ensaios. Como exemplo, pode ser observado que na comparação do AISI P20 com as partículas abrasivas estas últimas tem a dureza duas vezes maior.

Foi observado que a liga de alumínio Alumold® 500 tem a microdureza muito próxima à obtida no AISI 1045, correspondente aos 185 HV1. Os resultados de microdureza permitem estabelecer que o Alcast® é a liga que apresenta a menor dureza (valor médio: 108 HV1) e o AISI P20 apresenta a maior dureza das ligas (valor médio: 296 HV1).

A análise metalográfica dos materiais metálicos apresenta uma matriz martensitica para o AISI P20, perlitica para o AISI 1045, Al + X(MgZn2) eutético para o Alcast® e uma condição de tratamento térmico com morfologia globular de Al + X(MgZn2) eutético para Alumold® 500.

No Alumold® 500, com a ajuda da sua composição química se pode observar a microestrutura de uma liga de alumínio que teve tratamento térmico. A microestrutura do Alcast® é típica de uma liga da família 7XXX com o processo de recozido.

83

4.3. Ensaio de desgaste abrasivo

Considerando este item como aquele que consolida os resultados desta pesquisa, optou-se por subdividi-lo nos seguintes tópicos:

• Efeito do formato da partícula na taxa de desgaste • Desgaste abrasivo com partículas de vidro moído • Desgaste abrasivo com microesferas

Na Figura 4.11 é apresentado o corpo de prova com a marca característica de desgaste em abrasômetro tipo roda de borracha, que foi semelhante para todos os ensaios. No Anexo B são apresentados as Tabelas de todos os resultados dos ensaios de desgaste abrasivo.

Figura 4.11. Macrografia da marca de desgaste abrasivo em abrasômetro tipo

roda de borracha com indicação do sentido do fluxo do vidro.

4.3.1. Efeito do formato da partícula na taxa de desgaste

Na Tabela 4.6 se apresentam os resultados da determinação da taxa de desgaste utilizando vidro moído como material abrasivo. Vale lembrar que a única diferença experimental nos ensaios com estes dois tipos de partícula, foi quanto ao fluxo das partículas na interface, sendo: 380 a 400 g/min. para as esferas e 230 a 250 g/min. para o vidro moído.

Um maior detalhamento de todos os resultados dos ensaios, de cada um dos os corpos-de-prova é apresentado no Anexo B (vidro moído).

Tabela 4.6. Resultados obtidos dos ensaios de desgaste abrasivo com vidro moído.

Material Distância Percorrida (metros) 360 720 1080

Alumold® 500 7,34 x10-4 5,10 x10-4 4,70 x10-4

Alcast® 5,70 x10-4 4,40 x10-4 4,25 x10-4

AISI 1045 3,80 x10-4 3,20 x10-4 2,10 x10-4

AISI P20 2,45 x10-4 2,20 x10-4 2,20 x10-4

84

As Figuras 4.12 e 4.13 mostram o aspecto final das marcas de desgaste apresentando a profundidade do dano promovido pela ação das partículas abrasivas de vidro moído nas direções longitudinais e transversais, respectivamente, após o estagio de 15 minutos de ensaio.

Figura 4.12. Profundidade do dano após ensaio de 15 minutos com vidro moído

na direção longitudinal do corpo-de-prova.

Figura 4.13. Profundidade do dano após ensaio de 15 minutos com vidro moído

na direção trasnversal do corpo-de-prova.

85

Na sequência a Figura 4.14 apresenta as imagens de MEV mostrando as superfícies desgastadas dos materiais e a presença de riscamento como mecanismo de desgaste predominante.

Alcast®

Alumold® 500.

AISI 1045

AISI P20

Figura 4.14. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas de vidro moído nos diferentes materiais.

Na Figura 4.14 pode ser observado o maior desgaste produzido nas ligas de aluminio, resultado demostrado na Tabela 4.6 na qual a taxa de desgaste nestas ligas é maior. Verifica-se que as superfícies desgastadas são semelhantes às encontradas por Bergstrom (2001) no estudo do desgaste de fibra de vidro como material abrasivo. Bergstrom sugere que os mecanismos de desgaste abrasivo e erosivo são aqueles presentes nos materiais de cavidades de moldes de injeção. Foi evidenciado nas imagens o mecanismo de microcorte, pois o abrasivo mais duro é capaz de cortar a superfície de dureza menor. Das observações do

86

Pintaúde (2002) pode-se concluir que no regime severo, o tamanho do abrasivo tem pouco efeito nas taxas de desgaste.

Na seqüência, os ensaios realizados com microesferas de vidro como material abrasivo estiveram sob as condiçoes semelhantes aos realizados com vidro moído, sendo a única variação a quantidade de fluxo das partículas no sistema (380 - 400 g/min.). Os resultados de todos os ensaios são apresentados com maior detalhe nos Anexos B (Resultados dos ensaios de desgaste com vidro moído) e C (Resultados dos ensaios de desgaste com microesferas de vidro). Na Tabela 5.7 se apresentam os resultados da determinação da taxa de desgaste para os materiais analisados com microesferas em um período de 15 minutos.

Tabela 4.7 Taxa de desgaste dos diferentes corpos-de-prova utilizando microesferas como material abrasivo.

Material Distância Percorrida (metros)

360 720 1080 Alumold® 2,34 x10-6 0,19 x10-6 1,44 x10-6

Alcast® 0,28 x10-6 0,25 x10-6 1,78 x10-6

AISI 1045 0,89 x10-6 1,70 x10-6 0,86 x10-6

AISI P20 1,36 x10-6 1,57 x10-6 1,40 x10-6

Os resultados das Tabelas 4.6 e 4.7 permitem observar uma grande diferença na perda de massa das ligas metálicas, mesmo que os diferentes materiais estão trabalhando no regime severo de desgaste, mostrando assim que a relação Ha/Hs é uma forma importante de classificar o regime do sistema, mas que para sistemas com condições similares de dureza do abrasivo e do corpo-de-prova as características das partículas abrasivas (tamanho e forma) são relevantes, apresentando uma diferença de duas ordens de grandeza na taxa de desgaste produzida por uma e outra partícula.

As Figuras 4.15 e 4.16 mostram o aspecto final das marcas de desgaste apresentando a profundidade do dano promovido pela ação das partículas abrasivas de microesferas de vidro nas direções longitudinais e transversais, respectivamente, após o estagio de 15 minutos de ensaio. As Figuras mostram que nestes ensaios há pouca profundidade no dano produzido, o que é evidenciado nos resultados das taxas de desgaste mostrada na Tabela 4.7, com taxas de desgaste na ordem de 10-6 [g/g]

87

Os perfis de profundidade do desgaste nas ligas metálicas permitem estabelecer a grande diferença entre os corpos-de-prova analisados após desgaste com vidro moído e microesferas, sendo o primeiro aquele que apresenta um maior valor.

Figura 4.15. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com

microesferas de vidro na direção longitudinal do corpo-de-prova.


microesferas de vidro na direção tranversal do corpo-de-prova.

Na Figura 4.17 se apresenta em detalhe os perfis obtidos da medição da profundidade do desgaste na superfície das ligas metálicas, observando-se um

88

comportamento aleatório no processo de desgaste, observando-se pouca profundidade no dano produzido pelas microesferas.

Figura 4.17. Profundidade do riscamento após ensaio de 15 minutos com microesferas de vidro na direção do cumprimento do corpo-de-prova.

A Figura 4.18 permite observar o deposito de material em algumas regiões do desgaste, o qual corresponde à formação de um tribofilme obtido da combinação de material abrasivo (microesferas) e material da liga, que não foi removido totalmente.


microesferas de vidro na direção da largura do corpo-de-prova.

89

A Figura 4.19 apresenta as micrografias obtidas no MEV das superfícies das diferentes ligas metálicas, na qual se observa a pouca quantidade de riscos e a alta deformação plástica característica de rolamento das esferas, o que conduz á uma baixa capacidade de remoção de material.

Alcast®

Alumold® 500.

AISI 1045

AISI P20

Figura 4.19. Imagens das superficie desgastada pela ação das partículas das microesferas de vidro nos diferentes ligas metalicas.

As Figuras 4.14 e 4.19 permitem observar a diferença de comportamento dos materiais frente à ação das partículas abrasivas e nas quais é evidente que as partículas de vidro moído produzem riscos nas superfícies o que estabelece que o nível de penetração destas seja maior do que o conseguido pelas microesferas, deixando elas em um nível de penetração baixo, correspondente ao mecanismo de sulcamento (HOKKIRIGAWA, 1988).

90

Fang et al. (1993 apud DE MELLO, 1999) concluíram que as partículas com um formato mais próximo à esfera possuem a tendência de engastar em uma das superfícies e deslizar sobre a outra, enquanto que partículas com um formato que apresente pontas tendem a rolar indentando as superfícies, produzindo uma menor perda de massa do material. Esta análise diverge dos resultados obtidos no trabalho experimental e pode ser explicado pela diferença de superfície utilizada em cada uma das pesquisas; enquanto que o trabalho de Fang et al.(1993) apresentava duas superfícies metálicas com dureza similar desgastadas por uma partícula dura interfacial, as condições desta pesquisa apresentam uma superfície metálica em contra posição á uma de borracha, com partículas abrasivas entre elas. Esta diferença de materiais do tribossistema provoca uma alteração do comportamento da partícula e, como consequência, uma capacidade muito diferente de remoção de material.

O problema na hora de determinar a taxa de desgaste e de classificar o mecanismo de desgaste é apresentado na pesquisa realizada por Gates (1998) onde ele discutiu exemplos de conflitos existentes na hora da determinação do tipo de desgaste, especificamente aquele ensaio que tem a ver como roda-de-borracha (ASTM G65-04), o qual usualmente classificado como um sistema a três corpos pode adquirir a configuração a dois corpos, devido à possibilidade dos abrasivos ficarem incrustados na borracha, após penetrarem na interface entre o corpo-de-prova e a roda. Em um mesmo tribossitema, no caso da roda de borracha a forma do abrasivo modifica sua classificação, uma forma de abrasivo (microesfera) apresenta características de um sistema a três corpos pela liberdade de rolamento, já o formato anguloso das partículas de vidro moído se comporta como um sistema a dois corpos, concordando com a pesquisa de Gates (1998), contribuído assim à diferença encontrada nas taxas de desgaste, onde o sistema a dois corpos é mais elevada (RABINOWICZ; DUNN e RUSSELL, 1961; RABINOWICZ e MUTIS; 1965; RABINOWICZ, 1995 apud MARTINS, 2008).

A maior deformação plástica provocada pelas microesferas possibilita a alteração da dureza dos aços, permitindo uma redução na sua capacidade para remover material da superfície dos corpos-de-prova. Para determinar a influência da forma das partículas no aumento da dureza dos materiais foi realizado o estudo do encruamento com a determinação da microdureza para cada corpo-de-prova e os resultados são apresentados nas Tabelas 4.8 e 4.9 nas quais se pode observar a variação da microdureza na zona desgastada para as ligas de aço e de alumínio, respectivamente.

91

Tabela 4.8. Resultados da medição de microdureza VICKERS das ligas de aço após 15 minutos de ensaio abrasivo.

Material Dureza inicial HV1

Vidro moído Microesferas Dureza HV1

(15 minutos) % ganho Dureza HV1 (15 minutos) % ganho

AISI 1045 180

181 0,55 217 17,05 197 8,63 225 20,00 203 11,33 222 18,92 181 0,55 224 19,64 204 11,76 - -

Média 193,2 + 12 5,57 + 6 222 + 4 18,90 + 9

AISI P20 290

292 0,68 333 12,91 318 8,81 328 11,59 312 7,05 298 2,68 315 7,94 310 6,45 295 0,34 318 8,81

Média 305,6 + 13 4,96 + 4 317,4 + 14 8,49 + 4

Os resultados observados na Tabela 4.8 permite estabelecer que existe encruamento na superfície dos materiais após ensaio com os dois tipos de materiais abrasivos, sendo mais evidente em aqueles corpos-de-prova que foram estudados com microesferas. Na comparação entre as ligas se observa uma maior capacidade de encruar do AISI 1045 em ambas as situações, chegando a um aumento aproximado de 20% quando usado as microesferas.

Tabela 4.9. Microdureza VICKERS das ligas de alumínio após 15 minutos de desgaste abrasivo.

Material Dureza inicial HV1

Vidro moído Microesferas Dureza HV1

(15 minutos) % ganho Dureza HV1 (15 minutos) % ganho

Alumold®

500 190

196 3,16 236 24,21 196 3,16 250 31,58 191 0,53 240 26,32 197 3,68 239 25,79 190 0,00 237 24,74

Média 192 + 4 2,11 + 2 240,4 + 6 26,53 + 3

Alcast® 130

131 0,77 186 43,08 129 0,75 191 46,92 135 3,85 207 59,23 133 2,31 191 46,92

- - 196 - Média 132 + 3 1,54 + 2 194,2 + 8 48,04 + 7

92

Os resultados obtidos na sessão transversal das ligas de alumínio não apresentaram diferenças importantes na dureza com aqueles obtidos inicialmente quando foi utilizado o vidro moído como material abrasivo, permitindo estabelecer que no exista encruamento nestas ligas durante o ensaio. Resultado diferente foi observado nos ensaios com microesferas nos quais se observa um aumento importante na dureza das ligas, permitindo assim definir o encruamento na superfície do material pela ação destas partículas abrasivas.

93

4.3.2. Desgaste abrasivo com partículas de vidro moído

Uma representação gráfica dos resultados de desgaste para ambos os materiais abrasivos, facilita uma discussão do comportamento ao desgaste dos materiais metálicos estudados. Sendo assim, na Figura 4.20 se observa o comportamento dos corpos-de-prova submetidos á ação do vidro moído, apresentando a taxa de desgaste produzida.

Figura 4.20. Taxa de desgaste (g/g) dos materiais utilizando vidro moído como

material abrasivo nos ensaios.

Na Figura 4.01 quando se compara as taxas de desgaste das ligas de aço, se observa que a taxa do AISI 1045 é maior que aquela apresentada pelo AISI P20 material este que tem uma dureza maior. Os resultados são semelhantes aos encontrados por Garcia-Cordovilla et al. (1996) no estudo do desgaste de ligas metálicas no qual apresentam a perda de massa pela ação de partículas abrasivas duras em ligas com diferentes durezas. Na avaliação individual dos resultados da Figura 4.20 se observa um comportamento de perda constante de massa do sistema levando este a uma transição de running-in ao período de steady-state após 15 minutos nos quais pode ser observado o começo da desaceleração do desgaste produzido.

94

Na sequência é apresentada a Figura 4.21, na qual pode ser observado em detalhe a superfície das ligas de alumínio desgastada pela ação continua das partículas de vidro moído.

(a) (b)

Figura 4.21. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) Alcast® e b) Alumold® 500.

A Figura 4.21a mostra a presença de deformação plástica na grande parte da região observada e grande quantidade de riscos, com a maioria deles na direção do fluxo de partículas representando assim os micromecanismos de sulcamento com predominância de microcorte. Pode-se observar também a presença de vazios deixados por partículas de vidro na superfície do alumínio, após uma partícula ter gerado um sulco de desgaste e ser incrustado e arrancado da superfície (1) ou simplesmente após ter atingido a superfície tirando material (2). A Figura 4.21b mostra microcorte (1) e formação de proa (2) em algumas regiões resultado da ação do passo das partículas de vidro sobre a superfície da liga de alumínio com dureza menor.

Sendo que a liga Alumold® 500 tem uma dureza superior ao Alcast®, o que conduz a um menor valor de E/H e um menor θc, os resultados apresentados nas Figuras 4.20 e 4.21 permitem estabelecer a importância do ângulo critico de ataque das partículas estudado pelos pesquisadores Mulhearn e Samuels (1962 apud HUTCHINGS, 1992). A Figura 4.21 permite observar uma maior presença de riscos na superfície do Alumold® 500 em relação ao Alcast®, o que segundo estes pesquisadores, na região na qual o mecanismo predominante é o corte, um ângulo de ataque menor promove um coeficiente de atrito maior e assim uma taxa de desgaste maior, resultado observado no Alumold® 500.

95

No trabalho realizado pelos pesquisadores Williams e Hyncica, (1992 apud MARTINS, 2008), eles concluíram que um ângulo de ataque pequeno favorece o sulcamento, porém se este ângulo aumenta a partir de um determinado valor critico o mecanismo predominante passa do sulcamento para o corte. Mezlini et al. (2005), concluíram após análise de ligas de alumínio que existe uma correlação tanto de mecanismo de desgaste quanto do coeficiente de atrito em relação ao ângulo de ataque. Na Figura 4.21 o mecanismo predominante é o corte com a presença de sulcamento sendo a combinação destes mecanismos responsável pela diferença no comportamento de desgaste entre as ligas de alumínio.

A Figura 4.22 apresenta a análise da superfície das ligas de aço realizadas com o uso do MEV.

(a) (b)

Figura 4.22. Superfície desgastada com vidro moído, obtida no MEV de, a) AISI 1045 e b) AISI P20.

Nas Figuras 4.22a e 4.22b pode-se observar que o material foi removido da superfície, pela ação da partícula abrasiva promovendo o riscamento na superfície. Este aspecto superficial é encontrado na totalidade dos corpos de prova que foram ensaiados com vidro moído. Este mecanismo é explicado por Rutherford (1996) e Hutchings (1996) onde eles mostraram que o encrustamento das partículas no contra-corpo, que deslizam sobre a amostra é a causa que está associada à presença de riscos/sulcos no desgaste abrasivo a três corpos.

Na Figura 4.22b observam-se desgaste provocado de partículas que atingiram a superfície sem uma direção comum possivelmente pela pressão exercida entre as partículas no ensaio, permitindo que as partículas viajem aleatoriamente em alguma região em particular.

96

4.3.3. Desgaste abrasivo com microesferas

A Figura 4.23 apresenta resultados do estudo de desgaste realizado com microesferas de vidro como material abrasivo nas ligas metálicas.

Figura 4.23. Taxa de desgaste [g/g] dos materiais utilizando microesferas como

material abrasivo nos ensaios.

As curvas obtidas na Figura 4.23 mostram como os diferentes tribossistemas estão ainda no período de running-in no qual a perda de massa não está estabilizada. A taxa de desgaste obtida é muito pequena o que poderia levar a alterações nos resultados com a presença de material depositado na superfície. Pode-se observar que as ligas de alumínio são aquelas que apresentam uma maior mudança na taxa de desgaste nos diferentes tempos de ensaio. De outra parte entre as ligas de aço se obteve que a perda de massa no AISI P20 é muito mais estável.

A realização dos ensaios de desgaste em uma região de running-in, já havia sido identificada em ensaios preliminares realizados com microesferas de vidro de menor diâmetro (142,9 µm) e fluxo de 323 gramas/minuto. Nestes ensaios foi possível observar que um menor tamanho da partícula além de reduzir as taxas de desgaste também provocava, para o Alcast®, um fenômeno que tradicionalmente ocorre em ensaios de erosão: o período de incubação. A Tabela 4.10 apresenta os

97

resultados de taxa de desgaste [g/g] dos ensaios realizados a 232 gramas/minuto das duas amostras de Alcast® (diâmetros de 155,90 μm e 142,9 μm) e a Figura 4.24 e a representação do comportamento.

Tabela 4.10. Resultados dos ensaios de desgaste em uma região de running-in com microesferas de vidro.

Material Distância Percorrida (metros)

360 720 1080 Alcast® 1 (155,9 μm) 2,84 x10-6 2,57 x10-7 1,78 x10-6

Alcast® 2 (142,9 μm) -1,17 x10-6 6,18 x10-8 3,09 x10-7

Figura 4.24. Taxa de desgaste do Alcast® em um ensaio de desgaste abrasivo

em um período de 15 minutos com tamanhos de microesferas de 155,90 μm (1) e 142,9 μm (2).

Na Figura 4.24 o Alcast® submetido a desgaste com o tamanho de partícula maior (fluxo de material menor) apresenta uma região de ganho de massa, resultado que tem semelhança com aquele apresentado por Zum Gahr (1987) sob incubação em materiais dúcteis sobre processos iniciais de erosão.

98

A Figura 4.25 apresenta que o período de incubação é explicado pela incorporação de partículas abrasivas na superfície do material (observado na Figura 4.25a) está seguido por um período de aceleração na taxa de desgaste, o qual é correspondente a 10 minutos de ensaio apresentando uma perda de massa importante para as duas curvas na Figura 4.24.

(a)

(b) Figura 4.25. Micrografia obtida no MEV da superfície do Alcast®, a) incorporação

de partículas de vidro e b) EDX

A Figura 4.25a apresenta a impressão da penetração de uma partícula quebrada que fica na superfície, fenômeno presente provavelmente pela ação de impurezas de vidro no fluxo de esferas de vidro como foi observada na Figura 5.1a. A Figura 4.25b confirma com a ajuda de uma análise de EDX a presença de material de vidro incrustado.

A Figura 4.26, apresenta as micrografias obtidas por MEV das superfícies das ligas de alumínio e sua análise EDX. A Figura 4.26a mostra poucos deformação plástica na superfície, com predomínio de sulcamento e impressões de penetração. A Figura 4.26b apresenta deformação plástica, pela ação das partículas abrasivas em sua maioria com geometria esférica e pode ser observada a presença de um microssulco na superfície. Em ambas as superfícies se obtiveram a formação de um tribofilme, o qual foi analisado por EDX obtendo como resultado a presença de oxido de alumínio com partículas de Si e Ca, constituintes do vidro.

99

a) Alcast®

b) Alumold® 500.

Figura 4.26. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas de alumínio, a) Alcast® e b) Alumold® 500.

A Figura 4.27 apresenta a micrografia obtida no MEV das superfícies de aço após ensaio com microesferas de vidro, além da analise EDX realizada a cada uma delas.

100

(a) AISI 1045

(b) AISI P20

Figura 4.27. Micrografias obtidas no MEV e análise EDX das superfícies das ligas de alumínio, a) AISI 1045 e b) AISI P20.

A Figura 4.27a mostra deformação plástica novamente pela presença de sulcos. Nas imagens observam-se a presença de manchas pretas na superfície, fenômeno observado nas amostras de alumínio. A análise por EDX realizado ao AISI 1045 mostra a presença de oxido de ferro e algumas quantidades de material de vidro os quais foram depositados em forma de filme. Na Figura 4.27b se observa uma menor quantidade de filme depositado na superfície além de uma diminuição na composição de oxido de ferro e de componentes de vidro. É observada também a presença de sulcos na superfície.

101

A formação do tribofilme pode promover ou não a redução da capacidade das microesferas em produzir o desgaste abrasivo nas superfícies das ligas metálicas. Esta pode servir como filme protetor devido a que é o resultado do depósito contínuo de material abrasivo em combinação com material metálico. Em uma perda de massa tão pequena quanto a registrada pela ação das microesferas, a importância da formação do tribofilme é muito grande. Pode existir regime estacionário com presença de deste se sua formação é constante no tempo.

102

5. CONCLUSÕES

Foram utilizadas dois tipos de morfologias para as partículas abrasivas, apresentando-se diferentes resultados. As microesferas de vidro (partículas com a morfologia sem angulosidades) tiveram um efeito menor no desgaste do que o vidro moído (sem forma estabelecida e presença de partículas angulosas).

Da perda de massa

A dureza da liga metálica não é o fator principal na análise da taxa de desgaste em ligas metálicas em ensaios abrasivos. Dependendo do sistema tribológico, tanto a forma das partículas quanto o ângulo crítico de ataque podem apresentar maior relação com o desgaste. Nos ensaios com vidro moído, para os sistemas com aço o fator preponderante foi a dureza, já para as ligas de alumínio o ângulo de ataque das partículas explica o comportamento quanto ao desgaste.

O tamanho e a forma das partículas envolvidas no sistema podem promover a formação de tribofilmes na superfície dos materiais desgastados. Isto foi evidenciado nos ensaios com microesferas, onde se observou também que o período de running-in não foi ultrapassado.

Dependendo do tempo de ensaio, do tamanho e fluxo das partículas, o uso de microesferas em ensaios roda de borracha pode conduzir a um período de incubação

Dos mecanismos de desgaste

Observou-se o riscamento, com predomínio de microcorte, como o mecanismo principal de desgaste naqueles corpos-de-prova ensaiados com vidro moído.

Nas amostras ensaiadas com esferas de vidro o mecanismo de desgaste predominante foi microssulcamento. No entanto, também se observou a presença importante da formação de tribofilmes e um pouco de incrustação de partículas na superfície desgastada.

Do procedimento experimental

Considerando o comportamento dos corpos de prova nos ensaios realizados constata-se que é viável a utilização da norma ASTM G65-04 como método de avaliação do efeito da morfologia das partículas abrasiva no desgaste em ligas metálicas utilizadas na fabricação de cavidades para moldes de injeção.

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6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

1. Realizar ensaios de desgaste tipo roda de borracha considerando a análise do coeficiente de atrito.

2. Analisar o efeito de tratamentos térmicos e de superfície nas ligas metálicas utilizadas no estudo.

3. Caracterizar o tribofilme obtido no período de running-in nos ensaios realizados com microesferas de vidro.

4. Realizar ensaios pino-contra-disco e fazer a comparação com o ensaio de roda de borracha para observar a relação dos mecanismos de desgaste com o sistema de ensaio.

104

7. REFERENCIAS

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Anexo A – Composição e dureza Brinell das ligas metálicas fornecidas por Schomlz + Bickenbach. Figura A1. Analise de composição química e dureza Brinell do Alumínio Alumold 500.

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Figura A2. Analise de composição química e dureza Brinell do Alumínio Alcast.

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Figura A3. Analise de composição química e dureza Brinell do aço AISI P20.

juan ignacio pereira agudelo efeito da forma da … · injeÇÃo de termoplÁsticos . dissertaÇÃo...

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