Estudo galling

Luiz Antonio Ribeiro do Prado
ESTUDO DO DESGASTE ADESIVO SEVERO
(GALLING), EM LIGAS RESISTENTES À CORROSÃO,
APLICADAS NA INDÚSTRIA DE ÓLEO E GÁS
Dissertação apresentada para obtenção do Título de Mestre
pelo Programa de Pós-Graduação do Departamento de
Engenharia Mecânica da Universidade de Taubaté.
Área de Concentração: Tecnologia dos Materiais e
Processos de Fabricação
Orientador : Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro
Taubaté - SP
2004

LUIZ ANTONIO RIBEIRO DO PRADO
ESTUDO DO DESGASTE ADESIVO SEVERO (GALLING), EM LIGAS
RESISTENTES À CORROSÃO, APLICADAS NA INDÚSTRIA DE ÓLEO E GÁS
UNIVERSIDADE DE TAUBATÉ, TAUBATÉ, SP
Data : _________________________
Resultado : _____________________
COMISSÃO JULGADORA
Prof. Dr. _________________________________________
Instituição ________________________________________
Assinatura _______________________________________
Prof. Dr. _________________________________________
Instituição ________________________________________
Assinatura _______________________________________
Prof. Dr. _________________________________________
Instituição ________________________________________
Assinatura _______________________________________

A meus pais, Luiz e Conceição,
meus eternos incentivadores.
A Lúcia, minha esposa, e aos meus filhos,
Davi, Lucas e Paula, meus companheiros
em todas as lutas.

AGRADECIMENTOS
À Cooper Cameron do Brasil, pelo apoio e patrocínio do dispositivo de teste e dos
materiais, na pessoa de seus gerentes, que aceitaram a idéia de uma pesquisa
independente das obras correntes e propiciaram meios para sua execução.
A Carlos Aparecido de Oliveira, Antonio Carlos da Costa, Davi Ferreira Luz de Oliveira
e Rubens Pinto do Nascimento, pelo auxílio no desenvolvimento do projeto do
dispositivo.
A Paulo Márcio da Silva Aguiar, pela colaboração no aperfeiçoamento dos corpos de
prova.
A Nelson Lourenço Novo Júnior, por seu empenho na execução dos testes.
Ao meu orientador, Prof. Dr. Marcos Valério Ribeiro, pela sua presteza e habilidade,
que para além do domínio da técnica para condução de uma pesquisa, procura levar
o orientado, também, à motivação para sempre seguir em frente.
Aos colegas da Cameron que de forma direta ou indireta contribuiram para o sucesso
do trabalho.
Aos meus familiares, por seu apoio constante.

PRADO, L. A. R. Estudo do desgaste adesivo severo (galling), em ligas
resistentes à corrosão, aplicadas na indústria de óleo e gás. 2004. 113 f.
Dissertação (Mestrado, Engenharia Mecânica) - Departamento de Engenharia
Mecânica, Universidade de Taubaté, Taubaté.
RESUMO
Os aços inoxidáveis austeníticos, bem como os duplex, são extensivamente
aplicados na Indústria do Petróleo. Esses aços possuem uma considerável resistência
aos ambientes corrosivos e os duplex também oferecem elevados níveis de
resistência mecânica. Contudo, esses aços figuram entre os metais mais
particularmente susceptíveis ao fenômeno do galling, que é uma forma severa do
desgaste adesivo e causa pesados danos às superfícies das peças em contato de
deslizamento. Nos equipamentos submarinos, o fenômeno se apresenta com alguma
freqüência, pois muitas de suas peças são construídas em aços inoxidáveis. As
formas usuais para evitar o problema do desgaste adesivo são o controle da
velocidade de deslizamento, lubrificantes, recobrimentos superficiais e o uso de pares
dissimilares, ou seja, pares de contato feitos de materiais diferentes. Em muitas
aplicações nos equipamentos submarinos, as peças são usadas sem recobrimentos
ou lubrificantes, que seriam inibidores do desgaste adesivo. Assim, o uso de pares
dissimilares é um método útil para a diminuição da incidência do galling nesses
equipamentos. Este trabalho consiste no estudo comparativo da resistência ao galling
de ligas resistentes à corrosão, em pares dissimilares. Foi projetado e construído um
dispositivo de teste para colocar os pares em atrito, monitorando a força de contato.
Corpos de prova foram fabricados inicialmente simulando o perfil de uma rosca ACME
e depois recebendo algumas pequenas adaptações para melhor detecção do
fenômeno.
Palavras-chave: desgaste adesivo; galling; aços inoxidáveis; Inconel; equipamentos
submarinos; petróleo.

PRADO, L. A. R. Study of galling in corrosion resistant alloys applied in the
oilfield industry. 2004. 113 p. Dissertation (Master Science, Mechanical Engineering)
- Department of Mechanical Engineering, University of Taubaté, Taubaté - SP - Brazil.
ABSTRACT
The austenitic stainless steels, as well the duplex stainless steels, are
abundantly applied to the Oilfield Industry. Those steels present a notable resistance
to the corrosive enviroments and the duplex ones also present high mechanical
resistance levels. However, those steels are among the metals group that are specially
susceptible to the galling phenomena. Galling is a severe form of adhesive wear, that
causes heavy damages to the parts sliding surfaces. The galling incident appears with
some frequency in the subsea equipment because many of their parts are made in
stainless steels.The usual ways to avoid the adhesive wear problem are the control of
sliding speed, lubricants, coatings, platings and the use of non-similar pairs, what
means sliding parts made in different materials. In many of the applications in the
subsea equipments, the parts are used without surface coatings nor lubricants, that
could be inhibitors of adhesive wear. So, the use of non-similar pairs is an useful
method to decrese the incidence of galling in those equipments. This work consists in
the comparative study of the corrosion resistant alloys galling resistance, in non-similar
pairs. A test device was designed and constructed to test different pairs under friction,
monitoring the contact force. Test samples were manufactured initially simulating the
profile of an ACME thread and after receiving some small adaptations to a better
detection of the phenomena.
Key-words: adhesive wear; galling; stainless steels; Inconel; subsea equipment;
oilfield

SUMÁRIO
Lista de Figuras 8
Lista de Tabelas 12
Lista de Quadros 15
1. Introdução 16
2. Revisão da Literatura 19
2.1. O mecanismo do galling
2.2. Sistemas de prevenção
2.3. Métodos de avaliação e medição
2.4. Fatores de influência
19
23
26
32
3. Proposição 35
4. Materiais e Métodos 36
4.1. Banco de testes
4.2. Características dos materiais ensaiados
4.3. Combinações dos corpos de prova
4.4. Pré-testes
4.5. Testes finais
36
38
40
48
49
5. Resultados 50
5.1. Pré-testes
5.2. Testes finais
50
56
6. Discussão 79
7. Conclusões 101
Referências Bibliográficas 102
Apêndice A - Cálculo estimativo dos esforços 105
Apêndice B - Detalhes do projeto do dispositivo de teste 107

LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Exemplo de um caso real de rosca de atuador de válvula
destruída pelo galling
17
Figura 2 - Foto de uma Árvore de Natal Submarina 18
Figura 3 - Representação do fenômeno do desgaste adesivo 20
Figura 4 - Simulação computadorizada de desgaste adesivo 23
Figura 5 - Aspecto visual de amostras de comparação submetidas a
atrito sob pressão
26
Figura 6 - Exemplo da morfologia da camada aderida em uma ocorrência
de galling
27
Figura 7 - Influência da rugosidade superficial no volume aderido 28
Figura 8 - Dispositivo para avaliação do galling pela aspereza produzida 29
Figura 9 - Montagem do rugosímetro para mapeamento da rugosidade
da tira
29
Figura 10 - Exemplo do mapeamento da rugosidade da tira 30
Figura 11 - Esquema do dispositivo de contato linear para estudo do
galling
31
Figura 12 - Representação esquemática do dispositivo de teste 37
Figura 13 - Fotos do dispositivo de teste 37
Figura 14 - Detalhe do dispositivo mostrando corpos de prova em posição
de teste
37
Figura 15 - Detalhes do sistema de aquisição de dados 38
Figura 16 - Foto de um par pino / caixa de corpos de prova 41
Figura 17 - Foto dos corpos de prova dispostos por seqüências e
combinações
41
Figura 18 - Par P-304-02 / C-316-01 após pré-teste 50
Figura 21 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 após os testes 58

Figura 22 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inox 316
após os testes
59
Figura 23 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e duplex 2205
após os testes
60
Figura 24 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inox 17-4PH
após os testes
61
Figura 25 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 304 e inconel 718
após os testes
62
após os testes
63
Figura 28 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e duplex 2205
após os testes
65
Figura 29 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e inox 17-4PH
após os testes
66
Figura 30 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 316 e inconel 718
após os testes
67
após os testes
68
Figura 32 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 após os
testes
69
Figura 33 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 e inox 17-
4PH após os testes
70
Figura 34 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 e inconel
718 após os testes
71
Figura 35 - Gráfico e foto dos corpos de prova de duplex 2205 e inox 410
após os testes
72
Figura 36 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 17-4PH após os
testes
73
Figura 37 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 17-4PH e inconel
718 após os testes
74
Figura 38 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inox 17-4PH e inox 410
após os testes
75
Figura 39 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inconel 718 após os
testes
76
Figura 40 - Gráfico e foto dos corpos de prova de inconel 718 e inox 410
após os testes
77

Figura 42 - Efeito de deterioração produzido pelo material 304 em contato
com os demais
80
Figura 43 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 304 em contato
com os demais
81
Figura 44 - Comportamento do efeito global do material 304 em contato
com os demais
82
Figura 45 - Histograma para o comportamento do material 304 em contato
com os demais
82
com os demais
83
com os demais
84
com os demais
85
com os demais
85
com os demais
86
com os demais
87
com os demais
88
com os demais
88
com os demais
89
com os demais
90
com os demais
91
com os demais
91
com os demais
92

com os demais
93
com os demais
94
com os demais
94
com os demais
95
com os demais
96
com os demais
97
com os demais
97
Figura 66 - Conjunto do dispositivo de teste 108
Figura 67 - Detalhe do corpo do pistão 109
Figura 68 - Bucha deslizante 110
Figura 69 - Corpo de prova - Pino 111
Figura 70 - Corpo de prova - Caixa 112

LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Características de uso e propriedades físicas dos materiais
ensaiados
39
Tabela 2 - Composição química das amostras 40
Tabela 3 - Resultados da combinação 304 / 304 58

Tabela 24 - Deterioração produzida pelo material 304 em combinação com
os demais
80
Tabela 25 - Deterioração sofrida pelo material 304 em combinação com os
demais
81
Tabela 26 - Efeito global do material 304 em combinação com os demais 82
os demais
83
demais
84
os demais
86
demais
87
os demais
89
demais
90
os demais
92
demais
93
os demais
95

demais
96
Tabela 42 - Valores do efeito global de deterioração 98
Tabela 43 - Efeito global dos pares de contato 99

LISTA DE QUADROS
Quadro 1 - Seqüência de testes número 1 42
Quadro 7 - Resumo dos testes 48
Quadro 8 - Condição da superfície após teste 49

16
1. INTRODUÇÃO
Os aços inoxidáveis austeníticos, bem como os duplex (austenítico/ferríticos),
são extensivamente aplicados nos setores onshore (em terra, na costa) e offshore (no
mar, próximo à costa) da indústria do petróleo. Esses aços possuem uma
considerável resistência aos meios corrosivos encontrados no ambiente dessa
indústria e os duplex, em particular, oferecem elevados níveis de resistência
mecânica. Contudo, esses aços figuram entre os metais mais particularmente
susceptíveis ao fenômeno do galling, que é uma forma severa do desgaste adesivo.
O galling em roscas parece ser prevalente em parafusos feitos de aço
inoxidável, alumínio, titânio e outras ligas que formam um filme superficial de óxido
protetivo. Durante o aperto do parafuso, quando a pressão entre as superfícies de
contato e deslizamento aumenta, os filmes de óxido protetivo se rompem, e os pontos
de interface do metal deslizam ou se “agarram”. A conseqüência cumulativa dessa
ação de deslizar/agarrar é uma adesão crescente. No extremo, o desgaste adesivo
leva ao travamento das peças, e se o esforço continua, chega-se ao arrancamento de
material. Na figura 1 é mostrada a rosca de uma haste atuadora de uma válvula
submarina afetada.
As formas usuais de contornar o problema do desgaste adesivo são o controle
da velocidade de deslizamento entre as peças, o uso de lubrificantes e recobrimentos
adequados entre as superfícies ou ainda a aplicação de pares dissimilares, ou seja,
as peças em contato feitas de materiais diferentes. Nas aplicações mais comuns aos
equipamentos submarinos, as ligas resistentes à corrosão são utilizadas em peças
sem revestimento superficial e sem lubrificação, os quais poderiam se constituir em
inibidores do desgaste adesivo. Este trabalho busca pesquisar o comportamento dos
aços inoxidáveis, quanto a sua resistência ao galling, para auxiliar na escolha desses
materiais nos projetos de equipamentos submarinos.

17
Figura 1 - Exemplo de um caso real de parafuso (a) e porca (b) de um
atuador de válvula destruídos pelo galling
Dano
Dano
(a)
(b)
Na figura 2 é mostrada uma Árvore de Natal Submarina, equipamento
constituído de válvulas para o controle do poço de petróleo, onde estão presentes
vários pares de deslizamento em materiais inoxidáveis.

18
Figura 2 - Foto de uma Árvore de Natal Submarina

19
2. REVISÃO DA LITERATURA
A ASTM (American Society for Testing and Materials) G#40 (1999) define o
desgaste adesivo como o desgate devido a um vínculo localizado entre superfícies
sólidas em contato, levando à transferência de material entre as duas superfícies ou a
perda de uma ou outra superfície. O galling é um tipo severo de desgaste adesivo,
que a mesma ASTM define como uma forma de dano superficial que surge entre
sólidos em deslizamento, distinguido por um encrespamento macroscópico e
usualmente localizado e a criação de protrusões acima da superfície original;
freqüentemente inclui escoamento plástico ou transferência de material ou ambos.
O estudo do fenômeno do galling se mostra amplamente aplicável aos projetos
de equipamentos dos mais variados ramos da indústria, e o número de variáveis a
serem pesquisadas é igualmente amplo. A lubrificação nos processos de produção de
peças formadas de chapas, estudada por Heide et al. (2001), por exemplo, é
determinante na qualidade do processo. O desenvolvimento de proteções superficiais
anti-galling apresenta-se como alternativa para redução da freqüência de
manutenções (e de seus custos associados), conforme Hopkins et al. (1999). Na
indústria de equipamentos subsea, que é um dos alvos preferenciais desta pesquisa,
Shaffer, Glaeser e Ostgaard (1995) desenvolveram um trabalho de análise tribológica
e projeto anti-galling de uma ferramenta submarina, confirmando a profunda influência
do fenômeno do galling na durabilidade e desempenho do equipamento.
2.1. O mecanismo do galling
Durante o processo de deslizamento, se as velocidades relativas são
pequenas e as cargas de contato são altas, o desgaste adesivo pode ocorrer devido à
criação de conexões (chamadas soldas frias) em locais de real contato de superfície e
seu subseqüente arrancamento em movimento. Se essa fusão é intensa, o material
freqüentemente exibe, na zona de fusão, uma resistência maior que um dos
elementos deslizantes. Em tais casos, partículas do material mais fraco são
arrancadas, deixando crateras (Burakowski e Wierzchon, 1999).

20
Uma condição para a ocorrência de fusão é a estreita proximidade entre as
superfícies de contato, tal que a distância entre elas seja menor que a faixa de ação
das forças intermoleculares. Uma condição adicional é a ausência de camadas de
óxido com ligações de caráter não-metálico e, por essa razão, não exibindo
tendências de criar juntas adesivas (fusões).
O desgaste adesivo ocorre predominantemente nos picos das asperezas onde
o contato entre as duas superfícies metálicas se dá. Sua intensidade é proporcional à
afinidade entre os metais em contato. Os aços exibem ambas, a tendência de fundir e
de oxidar. Um aumento na energia da rede metálica, alcançado por um aumento na
temperatura, trabalho a frio e deformação elástica, causa um aumento na tendência
de fusão. A introdução de átomos estranhos à rede metálica impedem a fusão.
Elementos de liga que inibem a oxidação do aço também, como regra, impedem a
fusão. Uma significante tendência de fundir com o aço é exibida pelo titânio, cromo,
níquel, molibdênio, cobre, alumínio, zinco e magnésio, enquanto para o estanho,
chumbo, bismuto e antimônio essa tendência é pequena. Ligas de cobre contendo
estanho, antimônio ou chumbo exibem uma tendência à fusão menor que a do cobre
puro.
Ainda segundo Burakowski e Wierzchon, o desgaste adesivo ocorre como
resultado do arrancamento de pontos fundidos de um dos materiais e o transporte de
partículas daquele material na forma de fragmentos para a superfície de deslizamento
do outro metal (Figura 3). A dureza de tais fragmentos é usualmente maior que o
material receptor, e além disso, suas formas são agudas e irregulares. A camada
superficial está sujeita a deformações plásticas de profundo alcance; deformações
distintas dos grãos são observadas e até mesmo a perda de coesão entre eles. A
camada superficial fica prejudicada e sua dureza diminui.
Figura 3 - Representação do fenômeno do desgaste adesivo
(Burakowski e Wierzchon, 1999)
Cratera
Ponto de
fusão
Partícula destacada

21
Se a resistência das juntas adesivas é menor do que a dos materiais que as
contém, ocorre o cisalhamento da junta. Nesse caso, ambos os materiais se
desgastam, bem como os danos superficiais podem ser pequenos. Isso ocorre a
maior parte das vezes quando o processo de desgaste ocorre dentro da zona da
camada superficial de óxido.
Se a junta adesiva tem resistência maior que os materiais que a formam, o
cisalhamento terá lugar no mais fraco dos dois materiais. Uma conseqüência disso é
um desgaste severo e uma intensificação do processo de dano da superfície. A força
de atrito, por outro lado, pode ter um aumento insignificante. Uma superfície com
dureza mais alta é progressivamente coberta por uma fina camada do material mais
macio transportado. Após algum tempo, atrito ocorre entre o mesmo material.
Transporte de material da superfície mais dura para a superfície mais macia é
também possível.
No caso de atrito entre mesmos materiais, é provável que as juntas adesivas
terão maior resistência que os materiais receptores. A causa desse fenômeno é o
endurecimento por deformação das juntas durante o atrito. Em tal evento,
cisalhamento das juntas ocorre, como regra, mais profundo no material receptor e é
acompanhado por desgaste severo da superfície. O desgaste pode, entretanto, se
abrandar porque o transporte de material ocorre em ambas as direções.
Markov e Kelly (2000) detalham o processo segundo as diferenças entre os
materiais em contato, explicando que o desgaste catastrófico surge do cisalhamento
dos fortes vínculos metálicos e as diferenças de comportamento entre diferentes
pares metálicos podem ser identificadas em termos da resistência relativa da
interface, ou seja, a resistência da junção formada durante o deslizamento seco, que
poderiam assim se classificar:
a. Se a resistência da interface é menor que a de cada um dos metais, então
a junção cisalha ao longo do limite entre os metais e o desgaste é pequeno
(latão/aço);
b. Se a resistência da interface é menor que a de um dos metais, porém
maior que a do outro, então a junção cisalha através do metal mais macio e os
fragmentos se fixam sobre a superfície do metal mais duro (chumbo/aço);
c. Se a resistência da interface é maior que a de um dos metais e
parcialmente maior que a do outro, então haverá uma intensiva transferência do metal
mais macio para o mais duro e uma parcial transferência na direção oposta
(cobre/aço); e

22
d. Se a resistência da interface é maior que a de ambos os metais, então a
zona de cisalhamento se forma em ambos os lados da fronteira entre os metais e
haverá um marcante endurecimento e dano de ambas as superfícies (latão/latão,
cobre/cobre, aço/aço).
Segundo o mesmo trabalho, muitos pesquisadores notaram que a taxa de
formação de camadas de óxido pode influenciar significativamente a taxa e o tipo de
desgaste. Uma camada atômica de nitrogênio é absorvida pela superfície de um aço
em aproximadamente 10-8
s. Superfícies de desgaste e fragmentos contém muito
mais óxido que nitratos e de longe, a taxa de absorção de oxigênio deve ser
igualmente maior que a de nitrogênio. Camadas de óxido são arrancadas durante a
interação das superfícies e crescem durante a interrupção do contato. A espessura do
óxido é função de dois fatores, o tempo disponível para a reoxidação da região
desnudada na superfície de deslizamento e a taxa de formação do óxido. O tempo de
interrupção do contato disponível para a oxidação é inversamente relacionado com a
velocidade de deslizamento. A taxa de formação de óxido é também influenciada pela
composição e microestrutura do metal e pela temperatura das superfícies.
Existem micro e macro características da influência da espessura das
camadas de óxido no comportamento do desgaste. A influência de nível micro
aparece como uma dependência do limite de desgaste catastrófico iniciado por
adesão na velocidade de deslizamento devido a mudanças no tempo de interrupção
do contato entre as asperezas. A influência de nível macro da espessura das
camadas de óxido é manifestada expressamente no processo de desgaste adesivo.
Aparece como uma perda de simetria do processo de desgaste em passes de
deslizamento repetidos (como num teste de um pino contra um anel); transferência de
um anel de aço macio para um pino de aço duro é mais fácil que de um pino macio
para um anel duro. O pino faz contato ininterrupto e sua superfície é completamente
desnudada dos óxidos como eles se formam. A espessura dos óxidos na superfície do
anel (e em conseqüência o limite do desgaste adesivo) depende dos efeitos
combinados do contato / folga, velocidade de deslizamento, dureza do pino e do anel
e sua capacidade de oxidação. Conforme citado, existe uma competição entre as
taxas de formação e arrancamento das camadas de oxido nas superfícies de atrito. As
camadas de óxido nos picos de uma superfície são arrancados quando encontram os
picos da outra, mas crescem quando encontram vales ou inclusões não metálicas.
Uma simulação computadorizada do atrito adesivo para um par W-Fe foi
executada por Pokropivny et al. (1997). O mecanismo atômico do desgaste adesivo
foi estudado, considerando o movimento, mistura, saltos e fixação dos átomos. A

23
correlação entre a força de adesão e transformação da estrutura atômica durante o
atrito foi analisada. A figura 4 é uma ilustração da modelagem adotada nessa
simulação.
Pokropivny concluiu que o mecanismo atômico do desgaste adesivo não se
reduz à soma de eventos elementares de atrito adesivo, tais como formação e quebra
de vínculos adesivos. Ele também consiste de movimento interfacial, mistura e saltos
de átomos.
2.2. Sistemas de prevenção
A fim de reduzir as taxas de desgaste, várias técnicas têm sido aplicadas:
• Aplicação de recobrimentos resistentes ao desgaste, usando tratamentos
superfíciais tradicionais, tais como cromo eletrodepositado;
• Utilização de lubrificantes líquidos ou sólidos, como o bissulfeto de
molibdênio;
• Endurecimento superficial por chama ou indução ou tratamentos termo-
químicos, tais como cementação, nitretação, etc.;
• Modificação da textura da superfície pela aplicação de processamento a
laser.
Figura 4 - Simulação computadorizada de desgaste adesivo
(Pokropivny et al.,1997)

24
Nesta última modalidade, Pantelis, Pantazopoulos e Antoniou (1997)
estudaram modificações na micro-geometria da superfície do ferro fundido cinzento,
usando lasers de alta potência, alcançando redução do efeito galling. O mecanismo de
formação de micro-crateras tem como conseqüência um aumento na capacidade de
retenção de lubrificante e coleta dos fragmentos metálicos resultantes do atrito,
reduzindo o subsequente desgaste, tanto o abrasivo, quanto o adesivo.
Em algumas aplicações específicas, como gavetas e sedes de válvulas, a
aplicação de revestimentos (hardfacings) de ligas a base de cobalto, os Stellites, é a
solução para resistência ao desgaste e ao galling. O alto preço dessas ligas leva à
pesquisa de novas soluções para o problema. Nessa linha, Ocken (1995) desenvolveu
um trabalho de comparação da resistência ao galling das ligas Stellite, a base de
cobalto, com uma liga a base de ferro, o NOREM, desenvolvida para a indústria da
energia nuclear. A resistência ao galling do NOREM e outras ligas a base de ferro
alcançaram ou até excederam à do padrão a base de cobalto, embora os fatores
responsáveis pela sua boa resitência ao galling não tenha sido identificada.
Cockeram, Buck e Wilson (1997) testaram também vários revestimentos
(hardfacings) soldados. As tensões de contato para a iniciação do dano por galling
foram medidas para classificar várias ligas comerciais de revestimento soldado a base
de ferro, níquel e cobalto quanto a resitência ao galling. Embora a resitência ao galling
das ligas a base de Fe mostrou-se geralmente superior às ligas de Ni, nenhuma delas
se aproximou da excelente resistência ao galling das ligas de Co. Exames de
microestrutura foram executados para entendimento dos mecanismos de iniciação e
propagação do dano do galling. Eles usaram um modelo físico de iniciação e
propagação do desgate adesivo para explicar a menor resitência ao galling das ligas
de hardfacing a base de Ni e entender a influência da composição química na
resistência ao galling dessas ligas.
Nos processos de estampagem de alumínio, o galling é um problema
extremamente relevante, pois o alumínio tem uma grande tendência a aderir à
ferramenta. A performance anti-galling de ferramentas para conformação de alumínio
foi avaliada por um teste de dobramento de chapa com ferramentas cilíndricas para
revestimentos de carbetos, titânio, cerâmicos e de molibdênio-boro. Sato, Besshi,
Tsutsui e Morimoto (2000) avaliaram o desempenho anti-galling de uma ferramenta
recoberta com DLC (diamond-like carbon) e constataram que esse recobrimento
apresenta excelentes resultados para o trabalho do alumínio, inclusive sem
lubrificação. Mostrou-se superior aos recobrimentos a base de Molibdênio/Boro e
carbetos cementados.

25
Wiklund e Hutchings (2001) investigaram tratamentos superficiais para
proteção contra o galling de ligas de titânio. Eles desenvolveram um teste de galling no
qual dois cilindros idênticos cruzados são deslizados um sobre o outro sob uma carga
de contato constantemente crescente. Seis diferentes tratamentos foram aplicados:
duas variantes de tratamento fase-vapor (Ion-Slip), um revestimento DLC (diamond-
like carbon), duas diferentes formas de revestimento de TiN (nitreto de titânio) e uma
oxidação térmica para produzir uma camada superficial de TiO2 (óxido de titânio).
Amostras de titânio não revestido foram também testadas para comparação. Os
revestimentos a base de carbono (DLC e Ion-Slip) obtiveram os melhores
desempenhos, com ambos apresentando baixos coeficientes de atrito e proteção ao
galling sob altas cargas de contato. A oxidação térmica também forneceu excelente
resultado contra o galling, mas com coeficiente de atrito mais alto que os
revestimentos DLC. TiN apresentou baixo coeficiente de atrito e boa proteção anti-
galling sob baixas cargas, mas falhou na proteção sob altas cargas de contato.
Um trabalho de caracterização por espectroscopia dos revestimentos DLC e
Ion-Slip sobre a superfície do titânio foi executado por Crossley et al. (2002)
correlacionando as características observadas com as propriedades da superfície. Os
resultados da caracterização das superfícies mostraram-se consistentes com as
propriedades surgidas dos tratamentos superficiais, ou seja, componentes grafíticos
promovem baixo atrito e carbetos / nitretos aumentam a dureza, oferecendo assim
proteção contra o galling e outros mecanismos de desgaste.
Implantação de ions por imersão em plasma é um processo de tratamento de
superfície relativamente novo, que oferece considerável flexibilidade para modificar as
propriedades de uma ampla gama de materiais. Mattheus, Leyland e Wilson (2003)
discutiram em seu trabalho o uso dessa técnica como meio de redução do atrito de
deslizamento e melhora da resistência ao galling do aço inoxidável, via o método da
deposição de ions por imersão em plasma (PIAD – plasma-imersion ion assisted
deposition) para DLC.
Os processos de implantação de ions por plasma envolvem a colocação do
componente a ser tratado em uma descarga incandescente de plasma e aplicando
pulsos de alta voltagem no mesmo, de forma que ions do plasma se implantem dentro
da superfície. O processo pode melhorar as propriedades tribológicas de materiais
como os aços inoxidáveis que são geralmente conhecidos por um comportamento
inferior ao atrito e ao desgaste.

26
2.3. Métodos de avaliação e medição
Diversos métodos tem sido propostos para avaliação e quantificação do
galling, visando o domínio dos limites da manifestação do fenômeno e o
conhecimento dos diversos métodos de atenuação do mesmo. A morfologia e a
topografia da região aderida tem sido a forma mais freqüente no estudo da resistência
ao galling. A ASTM G#98 (1996) propõe o exame visual das amostras submetidas ao
atrito sob pressão para avaliação da resistência dos materiais ao galling. O método
visual possui um certo grau de subjetividade, que a norma procura atenuar através de
figuras de amostras de comparação atingidas pelo galling e outras não. Na figura 5 é
mostrada a ilustração contida na ASTM.
Já Nishimura, Sato e Tada (1996) se valem do processamento de imagens
para avaliar as características anti-galling de materiais e lubrificantes, propondo uma
forma quantitativa, pela mensuração do volume de um dos materiais aderido ao outro.
Baseado em testes com um dispositivo que propicia a extrusão lateral de uma barra
Figura 5 - Aspecto visual de amostras de comparação submetidas a
atrito sob pressão (ASTM G#98)
SAG - Superfície afetada pelo
galling
SNA - Superfície não afetada
SAG SAG SAG SNA SAG SNA SAG
SNA SNA SAG SNA

27
na cavidade de uma matriz fechada, eles analisaram a morfologia das camadas
aderidas para diferentes combinações de materiais e lubrificantes. A comparação do
volume do material trabalhado aderido à superfìcie da ferramenta é usada para a
comparação da capacidade anti-galling dos materiais. A figura 6 mostra um exemplo
de galling obtido num dos testes. A morfologia da camada aderida na superfície é
muito complexa (parte (a) da figura). Uma ilustração de uma seção em corte da
ferramenta é apresentada na parte (b) da figura.
Anteriormente, a mensuração dos volumes aderidos era complicada, porque
as camadas aderidas tem formas tri-dimensionais muito complexas. Atualmente,
entretanto, a área da camada aderida pode ser medida com precisão por técnicas de
processamento de imagem por computador.
Os experimentos mostraram que abaixo de um certo nível de rugosidade, esta
não tem influência sobre característica anti-galling. O volume aderido aumenta com a
rugosidade superficial, mas o aumento proporcional não se verifica quando a
rugosidade superficial da ferramenta é menor que 1,0 µm. Quando a rugosidade
superficial excede 1,0 µm, entretanto, o volume aderido aumenta subitamente. Foi
concluído que um acabamento cuidadoso da superfície da ferramenta (Ra < 1,0 µm) é
importante para prevenir o galling. Nesse experimento, todos os resultados foram
obtidos com ferramentas bem acabadas, onde a rugosidade superficial era menor que
Figura 6 - Exemplo da morfologia da camada aderida em uma
ocorrência de galling (Nishimura et al., 1996)

28
0,2 µm, exceto para o caso mostrado na figura 7. Essa figura mostra a variação do
volume aderido em função do acabamento da superfície da ferramenta.
Assim, concluiu-se que a diferença no acabamento superficial teve pouca
influência nos resultados experimentais obtidos.
Na mesma linha da quantificação, Andreasen, Bay e De Chiffre (1998)
basearam sua investigação da incidência de galling num método baseado na
caracterização das superfícies pela medida da aspereza das mesmas após a carga e
deslizamento. A topografia das superfícies fornece a medida do grau de dano da
superfície pelo galling. O trabalho foi voltado para o estudo do galling na conformação
de chapas de aço inoxidável. A quebra da película de lubrificante resulta na “pega” do
material da peça sendo trabalhada na superfície da ferramenta e no conseqüente
dano à peça. Nesse processo a escolha do lubrificante adequado é de fundamental
importância, na medida em que este possa reduzir a ocorrência e a intensidade do
galling. Na figura 8 é mostrado o arranjo adotado no experimento. A espessura da tira
1 é reduzida entre o pino ferramenta não rotativo endurecido 2 e a barra 3. A tira e a
barra são presas juntas por uma garra na extremidade. A conformação da tira é feita
pela aplicação de carga e tração na direção das setas. As condições tribológicas das
interfaces tira/pino e tira/barra nesse teste simulativo são similares àquelas
encontradas em ferramentas de produção normais.
Figura 7 - Influência da rugosidade superficial no volume aderido
(Nishimura et al., 1996)
Rugosidade superficial Ra /

29
Nessa investigação o grau de redução foi mantido constante, implicando
somente numa variação da temperatura da superfície da ferramenta e a quantidade
de lubrificante aprisionado durante o teste. O limite da lubrificação é avaliado pela
medição do limite do comprimento de deslizamento, até que ocorra a quebra do filme
lubrificante, que se evidencia na superfície da tira devido ao início do “arranhamento”.
Além da determinação do limite do comprimento de deslizamento, é também feita a
quantificação do dano pelo “arranhamento”.
Com a finalidade de mapear a rugosidade da superfície em toda a área, a
superfície foi investigada em intervalos constantes ao longo de todo o comprimento.
Cada tira foi examinada a intervalos de 30mm do comprimento, usando-se um
dispositivo conforme mostrado na figura 9.
Na figura 10 é mostrada a medição do perfil de uma tira ensaiada. Desde que
a rugosidade inicial é pequena quando comparada com o arranhamento, é possível
Figura 8 - Dispositivo para avaliação do galling pela aspereza
produzida (Andreasen et al., 1998)
Figura 9 - Montagem do rugosímetro para mapeamento da superfície da
tira (Andreasen et al., 1998)
TIRA PLANO ÓTICO

30
quantificar o limite do comprimento de deslizamento da quebra do filme lubrificante e a
quantidade do dano superficial, ambos seguindo o desenvolvimento dos parâmetros
de amplitude ou contando o número de vales profundos significantes.
O teste de galling de redução da tira transforma a superfície do corpo de teste
introduzindo riscos claramente identificáveis. O número e a profundidade desses
riscos pode ser quantificado pelo mapeamento da superfície formada com perfis de
rugosidade 2D a intervalos constantes.
A observação de que o coeficiente de atrito dinâmico aumenta
consideravelmente entre duas superfícies quando se inicia o galling, levou Hummel
(2001) a desenvolver um novo método de medida da resistência ao galling baseando-
se nessa propriedade. Seu dispositivo coloca peças cilíndricas em deslizamento, em
contato linear, e células de carga monitoram tanto a carga de contato, quanto a força
de atrito entre as peças. Dessa maneira ele quantifica o limite de galling entre
diversos materiais, monitorando o momento em que o atrito sofre um acréscimo.
Esse trabalho focou aplicações de contato linear, de um cilindro contra uma
face, como por exemplo um mecanismo de came e seguidor. Dentro da idéa de
simular condições habituais de uso, foi introduzido no teste a reversão do sentido de
Figura 10 - Exemplo do mapeamento da rugosidade da tira
(Andreasen et al., 1998)

31
giro e o rotações múltiplas. Na figura 11 é mostrado o esquema do dispositivo
idealizado:
Numa aplicação de seu método, Hummel (2002) estudou o comportamento
dos aços inoxidáveis 303, 455 e 17-4 PH em pares homogêneos. O estudo concluiu
que o aumento no coeficiente de atrito dinâmico pode ser visto como uma condição
necessária para a existência do galling. Esse aumento no atrito, no entanto, não pode
ser usado como indicação conclusiva da ocorrência do galling, pois o mesmo também
pode ocorrer para outros fenômenos ligados ao desgaste adesivo. Por outro lado, a
ausência do aumento do atrito pode ser conclusiva quanto a não ocorrência do
galling.
Hummel e Partlow (2004) compararam o limite de resistência ao galling, para
os aços inoxidáveis 303, 455 e 17-4 PH, por dois métodos diferentes, o ASTM G#98 e
o método de contato linear desenvolvido pelo próprio Hummel em 2001. Esses aços
postos em pares homogêneos, pelos dois métodos. Os resultados encontrados foram
concordantes em termos qualitativos, o inox 303 mostrou-se o mais resistente dos três
e o 17-4 PH o mais fraco, embora, em termos quantitativos, os resultados tenham sido
muito diferentes. Uma possível explicação aventada para a grande diferença pode ser
a não uniformidade na interpretação dos dados experimentais. Uma observação
interessante desse estudo foi que corpos de prova colocados em um ambiente com
teor de oxigênio reduzido por vários dias, imediatamente após a preparação final da
Força aplicada
Pino estacionário
Cilindro rotativo
Célula de carga
Torque
aplicado
Sensor de
torque
Saída para o sistema
de aquisição de dados
Figura 11 - Esquema do dispositivo de contato linear para estudo do
galling (Hummel, 2001)

32
superfície apresentaram uma resistência ao galling diminuída, indicando que a
espessura da camada de óxido tem um importante papel na prevenção do galling.
2.4. Fatores de influência
Os fatores de influência na resistência ao galling são inúmeros, tais como
dureza superficial, determinados elementos químicos na composição, tipo de
constituinte microestrutural, pressão de contato, velocidade de deslizamento,
ambiente, etc. Vários trabalhos foram feitos para reconhecimento da ação desses
fatores, como descrito abaixo:
A microestrutura da camada de subsuperfície em corpos de prova após testes
de atrito foram examinadas por microscopia eletrônica de varredura por Tarassov e
Kolubaev (1999). A dependência entre carga e velocidade de deslizamento,
coeficiente de atrito e temperatura foram obtidas de corpos de prova de aços
austeníticos e martensíticos. Foi mostrado que condições de severo desgaste adesivo
resultam na formação de uma camada de 20 a 40 µm com microestrutura cristalina
diferenciada. A espessura da camada não se mostrou dependente do tratamento
térmico, nem do estado inicial do material. Foi constatado que para os aços
martensíticos o mecanismo de deformação da camada é diferente daquele para as
ligas austeníticas. Os resultados dos testes de atrito de deslizamento obtidos com a
liga austenítica revelaram particularidades no comportamento do coeficiente de atrito
em relação ao nível de carga. Verificou-se que o coeficiente de atrito varia com a
carga e a velocidade de deslizamento. O coeficiente de atrito inicialmente decresce
com o aumento da carga e velocidade de deslizamento para depois crescer
novamente.
A propriedade distintiva da liga austenítica é sua alta resistência à corrosão e
uma oxidação intensa não ocorre para as condições aplicadas nesse teste. O
resultado é uma iniciação do desgaste adesivo mesmo a baixas cargas e uma
deformação plástica sobre a superfície do corpo de prova, formando uma camada
superficial com uma microestrutura severamente deformada. A espessura dessa
camada depende do valor da carga aplicada. Com o aumento da carga e velocidade
de deslizamento, a deformação plástica se intensifica e se forma uma camada com a
microestrutura fragmentada e uma zona de deformação plástica abaixo que pode ser
caracterizada por elongação dos grãos na direção do deslizamento. Já para os aço de
estrutura martensítica, a microestrutura somente acumula deslocamentos sem intensa
localização de deformação. Nesse caso, a transferência de metal da superfície para o
par de contato é acompanhada de um forte crescimento de atrito e temperatura.

33
Aksoy, Yilmaz e Korkut (2001) estudaram o efeito dos carbetos na resistência
ao desgaste adesivo de aços inoxidáveis ferríticos. A influência de elementos
formadores de carbetos, tais como Mo, Ti, V e Nb foi analisada em amostras com e
sem o tratamento de homogenização para a dissolução de carbetos. Verificou-se que
o tratamento térmico de homogenização diminuiu a perda de massa das amostras,
que foram colocadas em teste de atrito contra um disco de material AISI 1050
endurecido. Observou-se que a perda de massa variou em aspectos compatíveis com
microdureza, resistência mecânica e energia de contorno de grão, entretanto não
pode ser estabelecida uma relação entre dureza superficial e perda de massa. Os
melhores resultados de resistência ao desgaste adesivo foram obtidos com as
amostras que continham V e Mo. Observou-se que a perda de massa é relacionada
com o tipo de óxido que se forma sobre a superfície de desgaste.
Depois de uma certa distância de deslizamento do desgaste inicial dos metais,
o modo de desgaste se transforma em regime permanente com uma taxa de desgaste
menor que no desgaste inicial. O mecanismo de transição foi investigado por
Hiratsuka e Goto (2000) com especial atenção nas mudanças de dureza na
transferência de partículas, nas partículas de desgaste e a subsuperfície dos materiais
em contato de deslizamento. Pinos de Ni, Cu e Al foram postos em contato de
desizamento com discos de materiais idênticos, na presença de oxigênio e no vácuo.
A transição de desgaste inicial para regime permanente apareceu com a fricção dos
pares Ni/Ni e Cu/Cu no vácuo, e o par Al/Al no oxigênio. Nesses casos a
subsuperfície do disco tornou-se quase tão dura quanto as partículas de transferência
e as partículas de desgaste.
A condição necessária para o estabelecimento do desgaste em regime
permanente é a pequena diferença de dureza entre os materiais interfaciais, que
previne a passagem da superfície de deslizamento para a partícula de transferência e
resulta na transição para o modo de desgaste inferior. O ocorrido com os pares Ni e
Cu mostraram que a passagem para o desgaste em regime permanente não requer a
formação da camada de óxido na superfície de deslizamento. No modo de desgaste
inicial, a dureza das partículas de transferência e das partículas de desgaste
aumentam mais que a das subsuperfícies de ambas as peças. Isso leva à fratura por
cisalhamento nas subsuperfícies, resultando em transferência e desgaste. Quando as
subsuperfícies ficam tão endurecidas quanto as partículas de transferência e
desgaste, a transferência se interrompe e aparece a transição para o regime
permanente.
Hummel e Partlow (2003) testaram os aços inoxidáveis 303, 316, 455 e 17-4
PH em pares dissimilares usando o método do contato linear (Hummel, 2001). A

34
maior das resistência ao galling encontrada no experimento foi o material 303 em par
homogêneo e o material de menor resistência foi o 17-4 PH, tanto em pares
homogêneos quanto dissimilares. Hummel atribui como causa provável para o melhor
desempenho do 303 no teste o teor de enxofre em sua composição, que funcionaria
como um lubrificante sólido. Quanto ao baixo desempenho do 17-4 PH, a causa
provável aventada foi seu baixo teor de carbono.
Montmitonnet, Delamare e Rizoulieres (2000) estudaram a transferência de
camada durante o processo de laminação, como conseqüência do desgaste adesivo
entre o material da ferramenta e da peça trabalhada. Eles concluiram que em função
da diferença entre a severidade de diferentes condições de laminação, a camada
transferida assume diferentes formas. A ocorrência de um ou outro tipo de camada
depende principalmente do lubrificante (espessura média do filme de óleo e eficiência
dos aditivos) e da natureza da liga laminada, ou da dutilidade ou fragilidade da
camada de óxido.

35
3. PROPOSIÇÃO
O objetivo deste trabalho é pesquisar o comportamento das ligas resistentes à
corrosão, quanto à resistência ao galling, aplicadas em pares de diferentes
composições. Como conseqüência, poderemos obter uma indicação sobre os pares
mais aconselháveis e aqueles que devam ser evitados.

36
4. MATERIAIS E MÉTODOS
4.1. Banco de testes
Foi construído um dispositivo no qual peças fabricadas nos materiais em
estudo foram postas, aos pares, a se atritarem uma contra a outra, sob uma pressão
de contato conveniente à manifestação do fenômeno deste tipo de desgaste adesivo.
Para efeito de comparação, foram testados tanto pares de mesmo material quanto
pares dissimilares, para que o efeito desta segunda condição pudesse ser percebido.
As demais variáveis envolvidas no fenômeno do desgaste adesivo foram isoladas, ou
seja, não foram aplicados tratamentos superficiais nem lubrificantes às peças, as
amostras de cada material foram estudadas em um determinado e fixo estado de
endurecimento microestrutural e foram desprezadas variáveis como temperatura ou a
influência do ambiente marinho.
O esquema do teste é mostrado na figura 12. O dispositivo de teste consta de
um pistão hidráulico e de um sistema de manivela que permite girar um dos corpos de
prova, atritando contra o outro, conforme figura 13. O pistão hidráulico impele um dos
corpos de prova contra seu par, de uma forma controlada, pelo monitoramento
constante da pressão de atuação do pistão, como mostrado nas figuras 14 e 15.
Inicialmente previa-se detectar variações no coeficiente de atrito das peças em
contato por um par de pequenos cilindros hidráulicos formando um binário, mas o
sistema não apresentou resultados satisfatórios. Detalhes do projeto do dispositivo
podem ser vistos no Apêndice B.

37
CARGA
ROTAÇÃO
PEÇA 1
SUPERFÍCIE DE DESLIZAMENTO
PEÇA 2
Figura 12 - Representação esquemática do dispositivo de teste
Figura 14 - Detalhe do dispositivo mostrando corpos de prova em posição
de teste
Figura 13 - Fotos do dispositivo de teste

38
4.2. Características dos materiais ensaiados
Os materiais que foram estudados são os mais abundantes nos equipamentos
submarinos destinados à produção de petróleo, ou seja, os aços inoxidáveis
austeníticos AISI 316 e 304, o martensítico 410, o endurecível por precipitação 17-4
PH, o duplex (austenítico / ferrítico) 2205 e a liga de níquel Inconel 718.
A seguir são apresentadas informações sobre os materiais testados. A tabela
1 contém as características gerais de aplicação de cada uma das ligas testadas, bem
como as propriedades encontradas nas barras utilizadas para construção das
amostras.
Figura 15 - Detalhes do sistema de aquisição de dados

39
Tabela 1 - Características de uso e propriedades mecânicas dos materiais
ensaiados
Material Características Condições das Amostras
316
Estrutura austenítica, que não
permite endurecimento por
tratamento térmico, mas somente
por trabalho a frio. Excelente
resistência à corrosão. Maior
resistência ao pitting que o 304 pela
maior presença de Mo.
Trat.Term.:
σRup =
σEsc =
Dureza:
Preço:
Solubilização
605 MPa (86000 psi)
375 MPa (53000 psi)
167 HB
US$ 13,25 /m (barra φ1”)
304
Estrutura austenítica, que não
permite endurecimento por
tratamento térmico, mas somente
por trabalho a frio. Excelente
resistência à corrosão. É o aço
inoxidável de uso geral.
Trat.Term.:
σRup =
σEsc =
Dureza:
Preço:
Solubilização
568 MPa (81000 psi)
275 MPa (39000 psi)
169 HB
US$ 11,40 /m (barra φ1”)
17-4 PH
Aço inoxidável endurecível por
precipitação. Utilizável quando se
deseja alta resistência à corrosão
associada a alta resistência
mecânica.
Trat.Term.:
σRup =
σEsc =
Dureza:
Preço:
Têmpera e duplo envelhecimento
1008 MPa (143000 psi)
897 MPa (127000 psi)
302 HB
US$ 14,00 /m (barra φ1”)
410
Aço inoxidável martensítico.
Resistência à corrosão apenas
moderada, porém alcança bons
níveis de resistência mecânica por
têmpera e revenimento
Trat.Term.:
σRup =
σEsc =
Dureza:
Preço:
Têmpera e duplo revenimento
748 MPa (106000 psi)
583 MPa (83000 psi)
217 - 235 HB
US$ 12,90 /m (barra φ1”)
2205
A micro estrutura consiste de duas
fases: tipicamente “ilhas” de
austenita em uma matriz ferrítica, em
iguais proporções. Apresentam
excelente resistência à corrosão e
boa resistência mecânica.
Trat.Term.:
σRup =
σEsc =
Dureza:
Preço:
Solubilização
763 MPa (108000 psi)
466 MPa (66000 psi)
217 HB
US$ 19,65 /m (barra φ1”)
718
Liga de níquel das mais aplicáveis
na indústria do óleo. Possui
excelente resistência à corrosão e
pode alcançar altos níveis de
resistência mecânica através de
envelhecimento.
Trat.Term.:
σRup =
σEsc =
Dureza:
Preço:
Solubilização e envelhecimento
1185 MPa (168000 psi)
850 MPa (121000 psi)
331 - 363 HB
US$ 110,00 /m (barra φ1”)
Na tabela 2 estão mostradas as composições químicas dos materiais testados.
Estão destacados os teores dos elementos diferenciadores dos aços inoxidáveis.

40
Tabela 2 - Composição química das amostras
% 316 304 17-4 410 2205 718
C 0.016 0.019 0.03 0.125 0.015 0,013
Si 0.61 0.32 0.43 0.32 0.23 0,04
Mn 1.3 1.8 0.66 0.49 1.93 0,07
P 0.03 0.026 0.024 0.025 0.021 0,008
S 0.026 0.026 0.003 0.013 0.002 0,0002
Cr 16.62 18.11 15.60 11.67 22.20 18,04
Mo 2.02 0.31 0.21 0.35 3.34 3,03
Ni 11.16 9.1 4.61 0.39 5.90 53,47
Al - - - 0.022 - 0,54
Cu 0.51 0.3 3.30 0.04 0.11 0,1
Sn - - - 0.006 - 0,0006
V - - - 0.02 - -
Nb 0.01 - - 0.17 - 4,99
Ta - - - - - 0,01
Ti 0.008 - - - - 1,03
Nb + Ta - - 0.28 - - 5,00
Co 0.1 0.09 - - - 0,14
B - - - - - 0,03
N 0.0339 0.054 - - 0.177 -
H - - - 1.9 - -
Fe 67.5561 69.845 74.853 84.459 66.075 18,51
Pb - - - - - 0,1
4.3. Combinações dos corpos de prova
Foram fabricados um total de 240 corpos de prova, sendo 20 peças macho
(pinos) e 20 peças fêmea (caixas) de cada material. Os corpos de prova foram
distribuídos em 5 seqüências que contém todas as combinações possíveis entre os 6
materiais (21 combinações por seqüência). A sexta seqüência não tem as
combinações de mesmo material, mas somente as dissimilares (15 no total). Na figura
16 é mostrado um par pino / caixa. Na figura 17 é mostrado o conjunto dos corpos de
prova dispostos por seqüência.

41
As peças foram gravadas individualmente, para rastreabilidade, com a
codificação mmm-nn, onde:
• mmm é o material: “304” para Aço Inoxidável 304
“316” para Aço Inoxidável 316
“220” para Aço Inoxidável Duplex 2205
“174” para Aço Inoxidável 17-4 PH
“718” para Inconel 718
“410” para Aço Inoxidável 410
• nn é o número seqüencial da peça dentro do seu tipo e material
Figura 16 - Foto de um par pino / caixa de corpos de prova
Figura 17 - Foto dos corpos de prova dispostos por seqüências e
combinações

42
Para simplificação da representação dos materiais nas tabelas e gráficos, a
mesma codificação de três dígitos para os materiais, “mmm”, foi adotada ao longo de
todo este trabalho. Para o planejamento dos testes, nas tabelas, as peças pino foram
diferenciadas das caixa pelas letras “P”, para os pinos, e “C” para as caixas.
A numeração adotada para a identificação de cada um dos testes é mostrada
nos quadros a seguir:
Quadro 1 - Seqüência de testes número 1
Teste
N o
.
MATERIAIS
1 P-304-01 C-304-01
2 P-304-02 C-316-01
3 P-304-03 C-220-01
4 P-304-04 C-174-01
5 P-304-05 C-718-01
6 P-304-06 C-410-01
7 P-316-01 C-316-02
8 P-316-02 C-220-02
9 P-316-03 C-174-02
10 P-316-04 C-718-02
11 P-316-05 C-410-02
12 P-220-01 C-220-03
13 P-220-02 C-174-03
14 P-220-03 C-718-03
15 P-220-04 C-410-03
16 P-174-01 C-174-04
17 P-174-02 C-718-04
18 P-174-03 C-410-04
19 P-718-01 C-718-05
20 P-718-02 C-410-05
21 P-410-01 C-410-06

43
Teste
N o
.
MATERIAIS
22 P-304-07 C-304-02
23 P-316-06 C-304-03
24 P-316-07 C-316-03
25 P-220-05 C-304-04
26 P-220-06 C-316-04
27 P-220-07 C-220-04
28 P-174-04 C-304-05
29 P-174-05 C-316-05
30 P-174-06 C-220-05
31 P-174-07 C-174-05
32 P-718-03 C-304-06
33 P-718-04 C-316-06
34 P-718-05 C-220-06
35 P-718-06 C-174-06
36 P-718-07 C-718-06
37 P-410-02 C-304-07
38 P-410-03 C-316-07
39 P-410-04 C-220-07
40 P-410-05 C-174-07
41 P-410-06 C-718-07
42 P-410-07 C-410-07

44
Teste
N o
.
MATERIAIS
43 P-304-08 C-304-08
44 P-304-09 C-316-08
45 P-304-10 C-220-08
46 P-304-11 C-174-08
47 P-304-12 C-718-08
48 P-304-13 C-410-08
49 P-316-08 C-316-09
50 P-316-09 C-220-09
51 P-316-10 C-174-09
52 P-316-11 C-718-09
53 P-316-12 C-410-09
54 P-220-08 C-220-10
55 P-220-09 C-174-10
56 P-220-10 C-718-10
57 P-220-11 C-410-10
58 P-174-08 C-174-11
59 P-174-09 C-718-11
60 P-174-10 C-410-11
61 P-718-08 C-718-12
62 P-718-09 C-410-12
63 P-410-08 C-410-13

45
Teste
N o
.
MATERIAIS
64 P-304-14 C-304-09
65 P-316-13 C-304-10
66 P-316-14 C-316-10
67 P-220-12 C-304-11
68 P-220-13 C-316-11
69 P-220-14 C-220-11
70 P-174-11 C-304-12
71 P-174-12 C-316-12
72 P-174-13 C-220-12
73 P-174-14 C-174-12
74 P-718-10 C-304-13
75 P-718-11 C-316-13
76 P-718-12 C-220-13
77 P-718-13 C-174-13
78 P-718-14 C-718-13
79 P-410-09 C-304-14
80 P-410-10 C-316-14
81 P-410-11 C-220-14
82 P-410-12 C-174-14
83 P-410-13 C-718-14
84 P-410-14 C-410-14

46
Teste
N o
.
MATERIAIS
85 P-304-15 C-304-15
86 P-304-16 C-316-15
87 P-304-17 C-220-15
88 P-304-18 C-174-15
89 P-304-19 C-718-15
90 P-304-20 C-410-15
91 P-316-15 C-316-16
92 P-316-16 C-220-16
93 P-316-17 C-174-16
94 P-316-18 C-718-16
95 P-316-19 C-410-16
96 P-220-15 C-220-17
97 P-220-16 C-174-17
98 P-220-17 C-718-17
99 P-220-18 C-410-17
100 P-174-15 C-174-18
101 P-174-16 C-718-18
102 P-174-17 C-410-18
103 P-718-15 C-718-19
104 P-718-16 C-410-19
105 P-410-15 C-410-20

47
Teste
N o
.
MATERIAIS
106 P-316-20 C-304-16
107 P-220-19 C-304-17
108 P-220-20 C-316-17
109 P-174-18 C-304-18
110 P-174-19 C-316-18
111 P-174-20 C-220-18
112 P-718-17 C-304-19
113 P-718-18 C-316-19
114 P-718-19 C-220-19
115 P-718-20 C-174-19
116 P-410-16 C-304-20
117 P-410-17 C-316-20
118 P-410-18 C-220-20
119 P-410-19 C-174-20
120 P-410-20 C-718-20

48
Quadro 7 - Resumo dos testes
Combinação Número do teste
304 / 304 1 22 43 64 85 ---
304 / 316 2 23 44 65 86 106
304 / 220 3 25 45 67 87 107
304 / 174 4 28 46 70 88 109
304 / 718 5 32 47 74 89 112
304 / 410 6 37 48 79 90 116
316 / 316 7 24 49 66 91 ---
316 / 220 8 26 50 68 92 108
316 / 174 9 29 51 71 93 110
316 / 718 10 33 52 75 94 113
316 / 410 11 38 53 80 95 117
220 / 220 12 27 54 69 96 ---
220 / 174 13 30 55 72 97 111
220 / 718 14 34 56 76 98 114
220 / 410 15 39 57 81 99 118
174 / 174 16 31 58 73 100 ---
174 / 718 17 35 59 77 101 115
174 / 410 18 40 60 82 102 119
718 / 718 19 36 61 78 103 ---
718 / 410 20 41 62 83 104 120
410 / 410 21 42 63 84 105 ---
Seqüência
1
Seqüência
2
Seqüência
3
Seqüência
4
Seqüência
5
Seqüência
6
4.4. Pré-testes
As peças da seqüência 1 foram testadas em grupos, em diferentes condições,
para o estabelecimento de parâmetros para os valores a serem usados nos testes e
acerto de possíveis problemas geométricos dos corpos de prova.

49
4.5. Testes finais
Foi estabelecido um critério para comparação dos efeitos das combinações
dos diversos materiais, criando-se uma classificação qualitativa que reflete o grau de
dano sofrido pela superfície do material. Os valores adotados variam de 0 a 10,
conforme mostrado no quadro 8, e valores de 0,5 foram usados para refletir as
situações intermediárias. Além das linhas mestras descritas na tabela, foram levados
em conta, para a classificação dos defeitos, a forma do dano, ou seja, sulcos são
menos relevantes para identificação do evento que o encrespamento da superfície, e
as dimensões de largura e profundidade do dano também foram consideradas.
Quadro 8 - Condição da superfície após teste
Grau de
deterioração
da superfície
Descrição
0 Superfície intacta
1
Superfície ligeiramente riscada, com pontos isolados de material
aderido
2
Superfície com sulcos e pontos de adesão abundantes claramente
identificáveis
3 Superfícies com sulcos e regiões esparsas afetadas
4 Superfície afetada em regiões distintas
5 Superfície nitidamente afetada em uma faixa parcial
6 Superfície muito afetada em uma faixa parcial
7 Superfície danificada em uma faixa parcial da área de contato
8 Superfície muito danificada de forma generalizada
9
Superfície severamente danificada com grande ocorrência de
arrancamento de material
10 Superfície totalmente destruída

50
5. RESULTADOS
5.1. Pré-testes
1º Grupo
O primeiro grupo era formado de peças conforme projeto original, com as
superfícies de contato cônicas de 14o
e um ajuste fino entre a ponta de centragem do
pino e a superfície interna da caixa.
Com uma estimativa, baseada no trabalho de Hummel (2002) de que o galling
ocorreria em uma faixa acima de 100 psi de pressão no pistão do dispositivo, foram
testados três pares, com os seguintes resultados:
• Teste nº2 (P-304-02 / C-316-01)
Aplicado 100 psi no pistão e verificado o galling de uma forma extremada. As
peças ficaram aderidas uma à outra e só se desprenderam com o uso de uma morsa
e um alicate de pressão. Observado após a desmontagem que o local de agarramento
foi no interno da caixa com a ponta de centragem do pino. As superfícies de contato
se mostraram atacadas somente na sua porção mais interna, denotando uma possível
interferência do raio de arredondamento da usinagem do pino com o canto interno da
caixa. Na figura 18 é retratada a situação apresentada.
Figura 18 - Par P-304-02 / C-316-01 após pré-teste

51
• Teste nº21 (P-410-01 / C-410-06)
Aplicado 94 psi no pistão e verificado o galling de uma forma extremada. As
peças se aderiram uma à outra e parte da superfície de contato foi arrancada, tanto
no pino como na caixa, no ponto onde houve a solda fria. Verificou-se também uma
violenta adesão nas superfícies de centragem, mostrando-se um dano severo nas
mesmas. O esforço para separação das peças foi grande. Na figura 19 esse par é
mostrado.
• Teste nº17 (P-174-02 / C-718-04)
Foi aplicado 104 psi no pistão e verificado o galling de uma forma severa no
pino. A superfície de contato do pino mostra o dano característico do galling, com o
encrespamento e projeção de material acima da superfície original. Já a caixa foi
apenas ligeiramente danificada, mostrando uma pequena parte da superfície de
contato afetada, de maneira branda, e um ponto isolado proeminente do material do
pino aderido. As superfícies de centragem apresentaram uma adesão pequena,
possibilitando uma fácil separação do conjunto pino / caixa.
Conforme observado em outras pesquisas, o galling não é observado ao
iniciar-se o movimento, mas de maneira claramente perceptível, após a segunda
volta. Com o acionamento manual do dispositivo, é possível facilmente perceber o

52
fenômeno da adesão pelo aumento do torque na manivela. O mecanismo de detecção
de torque do dispositivo de teste mostrou-se inadequado para a função a que se
destinava, pois os atritos internos do mesmo não permitiam uma resposta adequada
junto ao sistema de coleta de dados. Assim, esse sistema, a partir daí, deixou de ser
acionado, impossibilitando a quantificação do torque, porém qualitativamente a
observação do torque na manivela, pelo operador, propiciava uma forma simples para
uma primeira indicação da ocorrência do evento.
2º Grupo
Observado que o galling ocorria severamente com 100 psi no pistão, partimos
para um segundo grupo de testes, aumentando a pressão gradativamente, de 10 em
10 psi, para detectar o limite de galling de cada par, que é o objetivo da pesquisa.
Todos os testes começaram com 10 psi, porém essa pressão não causou nenhum
efeito perceptível nas peças, gerando um contato muito leve entre os pares,
possivelmente pelo atrito interno do pistão.
• Teste nº1 (P-304-01 / C-304-01)
Com 20 psi mostrou-se um pequeno aumento no torque, porém, sem girar
mais voltas, aumentamos a pressão para 30 psi, quando a manivela tornou-se mais
pesada. Um sulco pronunciado se mostrou na superfície de contato da caixa, perto de
seu limite exterior, mostrando que o contato não se dava em toda a superfície. As
peças também mostraram pequenos danos nas superfícies de centragem laterais
• Teste nº3 (P-304-03 / C-220-01)
Com 20 psi o torque aumentou e verificou-se que as peças estavam presas
pelas superfícies de centragem laterais, com um dano pequeno nas superfícies de
contato, mais proximo da parte interna, parecendo ser influência do raio de
arredondamento do pino e mostrando-se este um pouco mais danificado que a caixa.
• Teste nº4 (P-304-04 / C-174-01)
Com 20 psi o galling foi observado. Na tentativa de desmontar o pino da caixa
os dois se prenderam pelas laterais, de forma intensa. Conforme mostrado na figura
20, as superfícies de contato foram pouco afetadas, com o galling ocorrendo nas
superfícies de centragem. Nessa foto são claramente mostradas, ainda, as superfícies
de contato cônicas, usadas nas peças preliminares.

53
• Teste nº5 (P-304-05 / C-718-01)
Com 20 psi um sulco pronunciado se mostrou na superfície de contato do pino.
Já a caixa não foi danificada, mostrando apenas um ponto isolado proeminente do
material do pino aderido.
• Teste nº19 (P-718-01 / C-718-05)
Aplicado 20 psi e o galling não foi observado, porém a tentativa de desmontar
o par para observação do estado das superfícies mostrou num certo ponto do curso
de desmontagem uma interferência nas laterais. O teste desse par foi interrompido em
virtude dessa interferência, porém as superfícies de contato ainda se encontravam
intactas e deslizando.
Posteriormente, após verificado em teste posterior que o aumento da folga
entre as superfícies de contato se mostrava adequado, o diâmetro da peça pino foi
diminuido em 0,5 mm e o teste desse par foi retomado. Pressões de 20, 40, 60, 100 e
150 psi foram aplicadas seqüêncialmente, examinando-se as superfícies de contato
após cada uma delas, e o resultado obtido foi o seguinte: Após o teste de 40 psi,
sulcos começaram a surgir nas superfícies de contato e foram se revelando cada vez
mais, à medida que a pressão foi sendo aumentada, porém não se manifestou de
maneira claramente visível o encrespamento característico do galling nas superfícies.
Após o teste de 150 psi, as peças ficaram aderidas pela superfícies de deslizamento,
porém se desprenderam com facilidade e mostraram em uma pequena região sinais
de transferência de material. O encrespamento das superfícies, ainda assim, não se

54
mostrou claro como nos aços, mas apenas discretamente visível com o uso de uma
lupa.
• Teste nº18 (P-174-03 / C-410-04)
Diante da repetida ocorrência de problemas com a superfície interna de
centragem, antes deste teste procedeu-se a usinagem da ponta de centragem do
pino, diminuindo-se esta em 0,5 mm. O resultado da mudança se mostrou bom, pois
mesmo com a geração de limalha e a migração desta para as superfícies de
centragem, as peças não se aderiram pelas laterais. Ocorreu, no entanto que o par
mostrou contato em apenas uma área muito reduzida, próxima ao interno das
superfícies de contato.
Esse grupo de testes evidenciou que o ajuste de centragem entre as peças
não pode ser muito justo, pois a ocorrência do galling nessas superfícies prejudica a
observação do comportamento das superfícies em estudo.
Observou-se ainda que vários pares não apresentaram um bom contato, pois
a usinagem de superfícies cônicas perfeitamente paralelas, em peças distintas, não
se mostrou constante.
3º Grupo
Partiu-se para superfícies de contato planas e ajuste de centragem mais
folgados.
• Teste nº7 (P-316-01 / C-316-02)
Com 30 psi o fenômeno se mostrou visível. O dano se mostrou mais intenso
na caixa, em uma faixa mais estreita que a largura total da superfície de deslizamento.
• Teste nº8 (P-316-02 / C-220-02)
Com 20 psi o fenômeno já se mostra iniciado. A transferência de material para
a caixa e a superfície do pino com algumas regiões em degradação comprovam o
evento em curso.
• Teste nº20 (P-718-02 / C-410-05)
Com 20 psi o fenômeno já se mostra iniciado. Verifica-se a transferência de
material da caixa para um ponto isolado bastante nítido na superfície do pino e a
superfície da caixa uma faixa em notória degradação.

55
4º Grupo
Observando-se que o galling ocorre inicialmente em uma faixa mais estreita
que a largura total da superfície de contato, mostrando que o fenômeno se inicia em
pontos isolados, certamente nos picos mais proeminentes da rugosidade, partiu-se
para um outro grupo de peças com o acabamento superficial mais fino, procurando
observar se uma mudança significativa do comportamento se manifestaria.
Melhorou-se o acabamento superficial das superfícies de contato alterando-se
a velocidade e o avanço do torneamento. Não se partiu para superfícies retificadas
para não fugir do carater prático do experimento, que procurou reproduzir a realidade
das aplicações dos materiais em estudo, que são usados em sua maioria absoluta em
peças não retificadas.
Além do torneado fino, nesse grupo o escalonamento das pressões foi feito de
5 em 5 psi, a partir de 15 psi, para melhor detectar o limite para desencadeamento do
fenômeno.
• Teste nº13 (P-220-02 / C-174-03)
Com 15 psi o fenômeno já surgiu visível. Tanto o pino como a caixa se
mostraram nitidamente afetados pelo galling numa faixa mais externa da superfície de
contato.
• Teste nº14 (P-220-03 / C-718-03)
O fenômeno só se iniciou, levemente, com 20 psi no pistão. A caixa mostrou
somente alguns pontos salientes de material aderido, enquanto o pino já se mostra
um pouco mais degradado na região mais externa da superfície de contato.
• Teste nº16 (P-174-01 / C-174-04)
Com 20 psi o fenômeno foi amplamente observado nas duas peças.
Não se verificou diferença entre o resultado obtido com a rugosidade normal
(1,0 a 1,2 µm) e o torneado fino (0,4 a 0,5 µm). O início do evento se deu igualmente
em pontos isolados, sob pressões semelhantes, e não generalizadamente em toda a
área de contato. Essa não influência da rugosidade se mostra alinhada com a
observação de Nishimura, Sato e Tada (1996) segundo a qual o volume de material
aderido ao par de contato aumenta proporcionalmente à rugosidade, mas o mesmo

56
não ocorre para rugosidades abaixo de 1,0 µm, que se aproxima do caso das peças
de teste.
5º Grupo
Neste grupo foi feito apenas um teste com um número determinado de voltas
para o qual se espera que o evento do galling já esteja estabelecido. Os testes
anteriores mostraram que esse número variou de 2 a 6 voltas, para a grande maioria
dos casos. Arbitrariamente adotamos 10 voltas como um número de voltas suficiente
para a observação que se deseja.
• Teste nº11 (P-316-05 / C-410-02)
Aplicados 30 psi por 10 voltas, o fenômeno surgiu amplamente, danificando de
forma severa a caixa e de forma muito mais suave o pino.
Nota: Esse par tinha a rugosidade superficial igual às peças do 3ºgrupo.
5.2. Testes finais
Baseado nos pré-testes realizados, observou-se os seguintes pontos para a
sistematização dos testes finais dos vários grupos de materiais:
• O uso das superfícies de contato planas se mostrou mais adequado por
propiciar melhor controle sobre o paralelismo das superfícies de contato de cada uma
das peças do par.
• A folga de 0,5 mm entre a ponta de centragem da peça pino e o interno da
caixa impediu que o galling indesejado ocorresse entre essas duas superfícies, sem
contudo perder a função de centralizador das peças.
• O escalonamento da pressão no pistão de 5 em 5 psi, começando por 15
psi mostrou-se o mais adequado para o estudo comparativo entre os pares, uma vez
que com 10 psi o contato entre as peças não se efetiva, pois a força gerada é
absorvida pelo atrito dos selos do pistão.
• O número de voltas fixo para cada teste mostrou-se a prática mais correta,
pois ficou claro que o dano às superfícies aumenta à medida que mais voltas são

57
dadas. O número de 10 foi escolhido pois mostrou-se suficiente para a manifestação
do fenômeno.
• Embora a diferença na rugosidade não tenha se mostrado importante,
optamos pelo torneamento mais fino para maior segurança de estar numa faixa onde
essa variável não estivesse produzindo nenhum efeito na comparação entre o
desempenho dos diversos materiais e corpos de prova.
Essas condições foram incorporadas com a reusinagem dos corpos de prova
ainda não testados e os mesmos foram agrupados de forma a propiciar o teste a
pressões crescentes para cada uma das combinações de materiais. Foram adotados
os seguintes valores para pressurização do pistão do dispositivo:
• Seqüência 2: 15 psi
Considerando a perda de 10 psi no atrito dos selos e a relação entre as áreas
do pistão e de contato das peças, calcula-se as seguintes pressões de contato, para
cada um dos casos.
Área de contato = 0,175 in2
Área do pistão = 2890 mm2
= 4,48 in2
4,48Pcontato = (Ppistão –10) x
0,1775
Assim, as pressões de contato ficam:
• Seqüência 2: 0,88 Mpa (128 psi)
Cada combinação, para as diferentes pressões de contato, teve as superfícies
de contato dos corpos de prova analisadas e avaliadas conforme o critério de
classificação estabelecido. A seguir são mostrados os resultados obtidos para cada
uma das combinações.

58
Tabela 3 - Resultados da combinação 304 / 304
GRAU DE DETERIORAÇÃO
TESTE
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) MAT. 304 MAT. 304
22 128 1 2
43 256 2 3,5
64 384 3 6
85 563 4 7
304 / 304
0
2
4
6
8
128 256 384 563
Pressão de Contato (psi)
GraudeDeterioração
menores valores
maiores valores
Figura 21 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304
após os testes
(a)
(b)

59
TESTE
PRESSÃO DE
23 128 0,5 0,5
44 256 2 3
65 384 2 2
86 563 2 2
106 768 4 3
304 / 316
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
304
316
Figura 22 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 304 (acima) e
inox 316 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

60
TESTE
PRESSÃO DE
25 128 1,5 1
45 256 2 2
67 384 2,5 2
87 563 3 2,5
107 768 3 2
304 / 220
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
128 256 384 563 768
304
220
duplex 2205 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

61
TESTE
PRESSÃO DE
28 128 2 2
46 256 3 3,5
70 384 4 3,5
88 563 4 7
109 768 5 6,5
304 / 174
0
2
4
6
8
128 256 384 563 768
304
174
(a)
(b)

62
TESTE
PRESSÃO DE
32 128 2 1
47 256 2 1
74 384 1,5 1
89 563 2,5 1
112 768 4 1,5
304 / 718
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
304
718
inconel 718 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

63
TESTE
PRESSÃO DE
37 128 2 4
48 256 2,5 5
79 384 3 4
90 563 3 9
116 768 3,5 6,5
304 / 410
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
304
410
(a)
(b)

64
TESTE
PRESSÃO DE
24 128 1,5 1,5
49 256 1,5 2
66 384 2 2,5
91 563 3,5 3,5
316 / 316
0
1
2
3
4
128 256 384 563
menores valores
maiores valores
após os testes
(a)
(b)

65
TESTE
PRESSÃO DE
26 128 2 1,5
50 256 2,5 2
68 384 3,5 2
92 563 3,5 2
108 768 3,5 2,5
316 / 220
0
1
2
3
4
128 256 384 563 768
316
220
duplex 2205 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

66
TESTE
PRESSÃO DE
29 128 2,5 2
51 256 2,5 2,5
71 384 3 3
93 563 3 3
110 768 4 3,5
316 / 174
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
316
174
(a)
(b)

67
TESTE
PRESSÃO DE
33 128 1,5 0,5
52 256 2 1
75 384 2,5 1
94 563 3 1
113 768 3,5 1,5
316 / 718
0
1
2
3
4
128 256 384 563 768
316
718
inconel 718 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

68
TESTE
PRESSÃO DE
38 128 2,5 3,5
53 256 3 3,5
80 384 3 3
95 563 2,5 3
117 768 4 5
316 / 410
0
1
2
3
4
5
6
128 256 384 563 768
316
410
(a)
(b)

69
TESTE
PRESSÃO DE
27 128 1,5 1,5
54 256 2 2
69 384 3 3
96 563 3,5 3,5
220 / 220
0
1
2
3
4
128 256 384 563
menores valores
maiores valores
Figura 32 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex
2205 após os testes
(a)
(b)

70
TESTE
PRESSÃO DE
30 128 2,5 3,5
55 256 2 3,5
72 384 3 5
97 563 4 9
111 768 4 7
220 / 174
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
220
174
Figura 33 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex 2205 (acima) e
(a)
(b)

71
TESTE
PRESSÃO DE
34 128 2 1
56 256 2 1
76 384 2 1
98 563 2,5 1,5
114 768 2,5 1,5
220 / 718
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
128 256 384 563 768
220
718
Figura34 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex 2205 (acima)
e inconel 718 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

72
TESTE
PRESSÃO DE
39 128 1,5 2,5
57 256 2 5
81 384 3 4,5
99 563 4 6
118 768 4,5 9
220 / 410
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
220
410
Figura 35 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de duplex 2205 (acima)
e inox 410 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

73
TESTE
PRESSÃO DE
31 128 1,5 1,5
58 256 3 8
73 384 8 8
100 563 7 8
174 / 174
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563
menores valores
maiores valores
após os testes
(a)
(b)

74
TESTE
PRESSÃO DE
35 128 2 1
59 256 3 1
77 384 3,5 1
101 563 4 1
115 768 4 1,5
174 / 718
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
174
718
Figura 37 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inox 174 (acima)
e inconel 718 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

75
TESTE
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) MAT. 174 MAT.410
40 128 2 3
60 256 3 5
82 384 3,5 4
102 563 7 9
119 768 8 8,5
174 / 410
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
174
410
(a)
(b)

76
TESTE
PRESSÃO DE
36 128 1 1
61 256 1 1
78 384 1 1,5
103 563 0,5 1
718 / 718
0
0,5
1
1,5
2
128 256 384 563
menores valores
maiores valores
Figura 39 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inconel 718
após os testes
(a)
(b)

77
TESTE
PRESSÃO DE
41 128 1 1,5
62 256 1 3
83 384 1 3
104 563 1,5 3,5
120 768 2 4,5
718 / 410
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
718
410
Figura 40 - Gráfico (a) e foto (b) dos corpos de prova de inconel 718 (acima)
e inox 410 (abaixo) após os testes
(a)
(b)

78
TESTE
PRESSÃO DE
42 128 2,5 3
63 256 4 5
84 384 7 8
105 563 8,5 9,5
410 / 410
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563
menores valores
maiores valores
após os testes
(a)
(b)

79
6. DISCUSSÃO
Para os testes finais, os resultados obtidos com cada uma das combinações foram
agrupados por materiais, para que possa ser claramente comparado o efeito de um
dado material com todos os outros. Foram tabelados os efeitos do material em análise
sobre os outros materiais, os efeitos sofridos por esse material quando associado a
cada um dos outros e a soma desses dois efeitos, que foi chamada de efeito global.
Os valores das tabelas foram lançados em gráficos para facilidade de comparação
entre as diversas combinações. O desempenho de cada um dos materiais está
mostrado a seguir:

80
Tabela 24 - Deterioração produzida pelo material 304 em combinação com os
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 304 316 220 174 718 410
128 2 0,5 1 2 1 4
256 3,5 3 2 3,5 1 5
384 6 2 2 3,5 1 4
563 7 2 2,5 7 1 9
304
Efeito produzido
768 7 3 2 6,5 1,5 6,5
Soma das deteriorações => 25,5 10,5 9,5 22,5 5,5 28,5
Figura 42 - Efeito de deterioração produzido pelo material 304 em contato com
os demais
304 - Efeito produzido
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
304
316
220
174
718
410

81
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 304 316 220 174 718 410
128 2 0,5 1,5 2 2 2
256 3,5 2 2 3 2 2,5
384 6 2 2,5 4 1,5 3
563 7 2 3 4 2,5 3
304
Efeito sofrido
768 7 4 3 5 4 3,5
Soma das deteriorações => 25,5 10,5 12 18 12 14
Figura 43 - Efeito de deterioração sofrido pelo material 304 em contato com os
demais
304 - Efeito sofrido
0
2
4
6
8
128 256 384 563 768
304
316
220
174
718
410

82
Tabela 26 - Efeito global do material 304 em combinação com os demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 304 316 220 174 718 410
128 4 1 2,5 4 3 6
256 7 5 4 6,5 3 7,5
384 12 4 4,5 7,5 2,5 7
563 14 4 5,5 11 3,5 12
304
Efeito global
(produzido +
sofrido)
768 14 7 5 11,5 5,5 10
Soma das deteriorações => 51 21 21,5 40,5 17,5 42,5
Figura 44 - Comportamento do efeito global do material 304 em contato com os
demais
Figura 45 - Histograma para o comportamento do material 304 em contato com
os demais
304 - Efeito global
0
5
10
15
128 256 384 563 768
304
316
220
174
718
410
inox 304
0
10
20
30
40
50
60
304 316 220 174 718 410
Par de Contato
Deterioraçãosomada
Efeito Produzido
Efeito Sofrido
Efeito Global

83
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 316 220 174 718 410 304
128 1,5 1,5 2 0,5 3,5 0,5
256 2 2 2,5 1 3,5 2
384 2,5 2 3 1 3 2
563 3,5 2 3 1 3 2
316
Efeito produzido
768 3,5 2,5 3,5 1,5 5 4
Soma das deteriorações => 13 10 14 5 18 10,5
os demais
0
1
2
3
4
5
6
128 256 384 563 768
316
220
174
718
410
304

84
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 316 220 174 718 410 304
128 1,5 2 2,5 1,5 2,5 0,5
256 2 2,5 2,5 2 3 3
384 2,5 3,5 3 2,5 3 2
563 3,5 3,5 3 3 2,5 2
316
Efeito sofrido
768 3,5 3,5 4 3,5 4 3
Soma das deteriorações => 13 15 15 12,5 15 10,5
demais
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
316
220
174
718
410
304

85
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 316 220 174 718 410 304
128 3 3,5 4,5 2 6 1
256 4 4,5 5 3 6,5 5
384 5 5,5 6 3,5 6 4
563 7 5,5 6 4 5,5 4
316
Efeito global
(produzido +
sofrido)
768 7 6 7,5 5 9 7
Soma das deteriorações => 26 25 29 17,5 33 21
demais
os demais
316 - Efeito global
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
316
220
174
718
410
304
inox 316
0
5
10
15
20
25
30
35
316 220 174 718 410 304
Par de Contato
Efeito Produzido
Efeito Sofrido
Efeito Global

86
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 220 174 718 410 304 316
128 1,5 3,5 1 2,5 1,5 2
256 2 3,5 1 5 2 2,5
384 3 5 1 4,5 2,5 3,5
563 3,5 9 1,5 6 3 3,5
220
Efeito produzido
768 3,5 7 1,5 9 3 3,5
Soma das deteriorações => 13,5 28 6 27 12 15
os demais
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
220
174
718
410
304
316

87
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 220 174 718 410 304 316
128 1,5 2,5 2 1,5 1 1,5
256 2 2 2 2 2 2
384 3 3 2 3 2 2
563 3,5 4 2,5 4 2,5 2
220
Efeito sofrido
768 3,5 4 2,5 4,5 2 2,5
Soma das deteriorações => 13,5 15,5 11 15 9,5 10
demais
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
220
174
718
410
304
316

88
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 220 174 718 410 304 316
128 3 6 3 4 2,5 3,5
256 4 5,5 3 2 4 4,5
384 6 8 3 7,5 4,5 5,5
563 7 13 4 10 5,5 5,5
220
Efeito global
(produzido +
sofrido)
768 7 11 4 13,5 5 6
Soma das deteriorações => 27 43,5 17 42 21,5 25
demais
os demais
220 - Efeito global
0
5
10
15
128 256 384 563 768
220
174
718
410
304
316
duplex 2205
0
10
20
30
40
50
220 174 718 410 304 316
Par de Contato
Efeito Produzido
Efeito Sofrido
Efeito Global

89
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 174 718 410 304 316 220
128 1,5 1 3 2 2,5 2,5
256 8 1 5 3 2,5 2
384 8 1 4 4 3 3
563 8 1 9 4 3 4
174
Efeito produzido
768 8 1,5 8,5 5 4 4
Soma das deteriorações => 33,5 5,5 29,5 18 15 15,5
os demais
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
174
718
410
304
316
220

90
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 174 718 410 304 316 220
128 1,5 2 2 2 2 3,5
256 8 3 3 3,5 2,5 3,5
384 8 3,5 3,5 3,5 3 5
563 8 4 7 7 3 9
174
Efeito sofrido
768 8 4 8 6,5 3,5 7
Soma das deteriorações => 33,5 16,6 23,5 22,5 14 28
demais
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
174
718
410
304
316
220

91
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 174 718 410 304 316 220
128 3 3 5 4 4,5 6
256 16 4 8 6,5 5 5,5
384 16 4,5 7,5 7,5 6 8
563 16 5 16 11 6 13
174
Efeito global
(produzido +
sofrido)
768 16 5,5 16,5 11,5 7,5 11
Soma das deteriorações => 67 22,1 53 40,5 29 43,5
demais
os demais
174 - Efeito global
0
5
10
15
20
128 256 384 563 768
174
718
410
304
316
220
inox 17-4 PH
0
20
40
60
80
174 718 410 304 316 220
Par de Contato
Efeito Produzido
Efeito Sofrido
Efeito Global

92
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 718 410 304 316 220 174
128 1 1,5 2 1,5 2 2
256 1 3 2 2 2 3
384 1,5 3 1,5 2,5 2 3,5
563 1 3,5 2,5 3 2,5 4
718
Efeito produzido
768 1 4,5 4 3,5 2,5 4
Soma das deteriorações => 5,5 15,5 12 12,5 11 16,5
os demais
0
1
2
3
4
5
128 256 384 563 768
718
410
304
316
220
174

93
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 718 410 304 316 220 174
128 1 1 1 0,5 1 1
256 1 1 1 1 1 1
384 1,5 1 1 1 1 1
563 1 1,5 1 1 1,5 1
718
Efeito sofrido
768 1 2 1,5 1,5 1,5 1,5
Soma das deteriorações => 5,5 6,5 5,5 5 6 5,5
demais
0
0,5
1
1,5
2
2,5
128 256 384 563 768
718
410
304
316
220
174

94
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 718 410 304 316 220 174
128 2 2,5 3 2 3 3
256 2 4 3 3 3 4
384 3 4 2,5 3,5 3 4,5
563 2 5 3,5 4 4 5
718
Efeito global
(produzido +
sofrido)
768 2 6,5 5,5 5 4 5,5
Soma das deteriorações => 11 22 17,5 17,5 17 22
demais
os demais
718 - Efeito global
0
1
2
3
4
5
6
7
128 256 384 563 768
718
410
304
316
220
174
inconel 718
0
5
10
15
20
25
718 410 304 316 220 174
Par de Contato
Efeito Produzido
Efeito Sofrido
Efeito Global

95
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 410 304 316 220 174 718
128 3 2 2,5 1,5 2 1
256 5 2,5 3 2 3 1
384 8 3 3 3 3,5 1
563 9,5 3 2,5 4 7 1,5
410
Efeito produzido
768 9,5 3,5 4 4,5 8 2
Soma das deteriorações => 35 14 15 15 23,5 6,5
os demais
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
410
304
316
220
174
718

96
demais
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 410 304 316 220 174 718
128 3 4 3,5 2,5 3 1,5
256 5 5 3,5 5 5 3
384 8 4 3 4,5 4 3
563 9,5 9 3 6 9 3,5
410
Efeito sofrido
768 9,5 6,5 5 9 8,5 4,5
Soma das deteriorações => 35 28,5 18 26 29,5 15,5
demais
0
2
4
6
8
10
128 256 384 563 768
410
304
316
220
174
718

97
MAT
PRESSÃO DE
CONTATO (PSI) 410 304 316 220 174 718
128 6 6 6 4 5 2,5
256 10 7,5 6,5 7 8 4
384 16 7 6 7,5 7,5 4
563 19 12 5,5 10 16 5
410
Efeito global
(produzido +
sofrido)
768 19 10 9 13,5 16,5 6,5
Soma das deteriorações => 70 42,5 33 41 53 22
demais
os demais
410 - Efeito global
0
5
10
15
20
128 256 384 563 768
410
304
316
220
174
718
inox 410
0
20
40
60
80
410 304 316 220 174 718
Par de Contato
Efeito Produzido
Efeito Sofrido
Efeito Global

98
O uso de pares dissimilares para aumento da resistência ao galling não se
mostrou como verdade absoluta, mas somente se o material dissimilar escolhido
apresenta uma menor sensibilidade ao fenômeno que o material similar. Três dos
materiais ensaiados (a metade do total) apresentaram seus piores resultados quando
ensaiados em pares homogêneos. São os materiais 304, 174 e 410. Não
coincidentemente, esses três materiais se mostraram os mais sensíveis ao galling. Os
outros três materiais, 316, 220 e 718, não mostraram seus piores resultados em pares
homogêneos, mas sim quando combinados a um desses mais sensíveis.
Na tabela 42 estão mostrados os valores do efeito global de deterioração, para
cada uma das combinações, e a somatória dos efeitos globais, na última coluna, para
cada um dos materiais.
Tabela 42 - Valores do efeito global de deterioração
304 316 220 174 718 410
Somatória dos
efeitos globais
304 51 21 21,5 40,5 17,5 42,5 194
316 21 26 25 29 17,5 33 151,5
220 21,5 25 27 43,5 17 41 175
174 40,5 29 43,5 67 22 53 255
718 17,5 17,5 17 22 11 22 107
410 42,5 33 41 53 22 70 261,5
Ordenando os materiais pela somatória dos efeitos globais na vertical e pelo
efeito global dos pares na horizontal, temos, conforme a tabela 43, a indicação de três
regiões absolutamente distintas: na região dos materiais de maior sensibilidade ao
galling, os inoxidáveis 174 e 410; numa situação intermediária, o duplex 2205 e os
inoxidáveis austeníticos 304 e 316, e na região de menor sensibilidade ao galling
encontra-se o Inconel 718.

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