Comparação da resistência ao desgaste por fadiga de contato de engrenagens fabricadas em aço AISI 4140 e ferro fundido nodular austemperado

UNIVERSIDADE TECNOLÓGICA FEDERAL DO PARANÁ
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA E DE MATERIAIS
PPGEM
JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ
COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE
CONTATO DE ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO
FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO
DISSERTAÇÃO
CURITIBA
2011

JAIRO ALBERTO BLANCO MARTINEZ
COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE
CONTATO DE ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO
FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO
Dissertação apresentada ao programa de Pós-graduação
em Engenharia Mecânica e de Materiais da 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
-

III
BLANCO, J.,COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE CONTATO DE
ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO,
2011, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e
de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 123p.
RESUMO
O ferro fundido nodular austemperado tem atraído consideravelmente a atenção nos últimos anos
devido a seu potencial para substituir os aços tratados termicamente para muitas aplicações na
engenharia. No conjunto dessas aplicações, as engrenagens de transmissão de potência ocupam um lugar
de destaque. Por isto, há a necessidade de desenvolver estudos em relação à utilização e o desempenho
de engrenagens fabricadas em FFNA. Esta dissertação tem como objetivo fazer um estudo comparativo da
resistência ao desgaste por fadiga de contato de engrenagens fabricadas em dois tipos de FFNA e o aço
AISI 4140, utilizando uma máquina de ensaios de fadiga de contato, a qual funciona com o princípio de
recirculação de potência.
Os ensaios de fadiga de contato foram realizados com engrenagens modificadas do tipo-C, em
dois estágio de carga: 135 N.m (running-in) e 302 N.m (pitting). Os ensaios foram lubrificados com óleo de
base natural ISO VG 100 e foi monitorada a temperatura do banho de óleo. Para compreender os
fenômenos envolvidos durante os ensaios foi realizada uma caracterização mecânica (ensaio de tração,
impacto e dureza) e metalográficas dos materiais.
Ao final dos ensaios foi possível identificar os mecanismo de danos decorrente do contato entre as
superfícies mediante o uso de microscopia eletrônica de varredura. Ao caracterizar a distribuição e
acumulação dos danos ao longo dos flancos ativos dos dentes, permitiu-se estabelecer uma taxa de danos
por número de ciclos, a qual foi utilizada como parâmetro na comparação dos materiais estudados.
Igualmente foram realizadas análises detalhadas de rugosidade e das trincas sub-superfíciais com o
objetivo de caracterizar o mecanismo de degradação da superfície e propagação e trincas dos materiais.
Os resultados experimentais mostraram que o FNAB apresentou o melhor desempenho à fadiga
de contanto, tendo menor taxas de danos de todos os ensaiados neste trabalho, este comportamento foi
influenciado fundamentalmente pela propriedade de energia absorvida ao impacto.
Palavras-chave: Aço AISI 4140, FFNA, Fadiga de contato, FZG.

IV
BLANCO, J.,COMPARAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO DESGASTE POR FADIGA DE CONTATO DE
ENGRENAGENS FABRICADAS EM AÇO AISI 4140 E FERRO FUNDIDO NODULAR AUSTEMPERADO,
2011, Dissertação (Mestrado em Engenharia) - Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica e
de Materiais, Universidade Tecnológica Federal do Paraná, Curitiba, 123p.
ABSTRACT
The austempered ductile iron (ADI) has attracted considerable attention in recent years due to its
potential to replace the heat-treated steel for many applications in engineering. In all these applications, the
power transmission gears occupy a prominent place. Therefore, there is a need to develop studies on the
use and performance of gears made of ADI. This dissertation aims to make a comparative study of
resistance to contact fatigue wear of gears manufactured from two types of ADI and AISI 4140 steel, using
a testing machine contact fatigue, which works on the principle of recirculating power .
The contact fatigue tests were performed with modified gear type-C, two stage load: 135 Nm
(running-in) and 302 Nm (pitting). The tests were lubricated with oil ISO VG 100 natural base and was
monitored the temperature of the oil bath. To understand the phenomena involved during the testing was
performed a mechanical characterization (tensile test, impact and hardness) and metallographic materials.
At the end of the test was possible to identify the pitting ou spalling resulting from contact between
the surfaces by using scanning electron microscopy. The characterizing of the distribution and accumulation
of damage over the active flanks of the teeth, allowed to establish a rate of damage per number of cycles,
which was used as a parameter in the comparison of the materials studied. Were also carried out detailed
analysis of roughness and subsurface cracks in order to characterize the mechanism of degradation of
surface and crack propagation.
The experimental results showed that FNAB showed the best performance to contact fatigue, has a
lower damage rates of all tested materials in this work, this behavior was primarily influenced by the
toughness.
Keywords: AISI 4140 steel, ADI, Contact Fatigue, FZG.

V
SUMARIO
RESUMO.......................................................................................................................................................III
ABSTRACT................................................................................................................................................... IV
LISTA DE FIGURAS................................................................................................................................... VIII
LISTA DE TABELAS..................................................................................................................................... XI
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS...................................................................................................... XIII
LISTA DE SÍMBOLOS ................................................................................................................................XIV
1 INTRODUÇAO.....................................................................................................................................16
2 Revisão Bibliográfica............................................................................................................................18
2.1 Engrenagens...............................................................................................................................18
2.1.1 Nomenclatura das engrenagens...........................................................................................19
2.1.2 Contato entre dentes de engrenagens..................................................................................20
2.1.3 Esforços aplicados em engrenagens....................................................................................23
2.2 MATERIAIS PARA ENGRENAGENS..........................................................................................24
2.2.1 Aços forjados........................................................................................................................25
2.2.2 Aços fundidos .......................................................................................................................26
2.2.3 Ferro fundido.........................................................................................................................28
2.2.3.1 Ferro Fundido Cinzento - FFC ......................................................................................28
2.2.3.2 Ferro fundido Nodular - FFN.........................................................................................30
2.2.4 Ferro fundido nodular austemperado - ADI...........................................................................32
2.2.4.1 Classificação dos ADIs .................................................................................................33
2.2.4.2 Microestruturas do ADI .................................................................................................34
2.2.4.3 Tratamento térmico de austêmpera..............................................................................35
2.2.4.3.1 Austenitização ...........................................................................................................35
2.2.4.3.2 Transformação isotérmica .........................................................................................36

VI
2.2.4.3.3 Janela do processo....................................................................................................37
2.2.4.3.4 Influência da temperatura de austêmpera .................................................................38
2.2.4.3.5 Influência dos elementos de Liga ..............................................................................40
2.2.4.4 FFNA aplicados a engrenagens....................................................................................42
2.2.4.5 Propriedades do ADI.....................................................................................................43
2.3 TRATAMENTO TÉRMICO EM ENGRENAGENS .......................................................................44
2.3.1 Introdução.............................................................................................................................44
2.3.2 Têmpera por indução............................................................................................................45
2.3.2.1 Métodos de Tempera por indução ................................................................................46
2.3.2.2 Tempera e revenido......................................................................................................47
2.3.2.3 Profundidade e dureza da camada endurecida ............................................................47
2.4 MODOS DE FALHA DE ENGRENAGENS..................................................................................48
2.4.1 Classificação dos modos de falha de engrenagens..............................................................48
2.4.2 Danos por fadiga...................................................................................................................50
2.4.2.1 Fadiga por flexão ..........................................................................................................50
2.4.2.2 Fadiga de contato .........................................................................................................52
2.5 ENSAIO DE DESGASTE TIPO "FZG" ........................................................................................53
3 MATERIAIS E MÉTODOS ...................................................................................................................56
3.1 MATERIAIS.................................................................................................................................56
3.2 FABRICAÇÃO DAS ENGRENAGENS........................................................................................61
3.3 CARACTERIZAÇÃO DOS DENTES ...........................................................................................63
3.3.1 Perfis evolvental modificado .................................................................................................63
3.3.2 Medição de rugosidade.........................................................................................................63
3.4 ENSAIO DE FADIGA DE CONTATO ..........................................................................................66
3.4.1 Equipamento.........................................................................................................................66

VII
3.4.2 Seleção do óleo lubrificante..................................................................................................67
3.4.3 Montagem do tribômetro FZG-LASC ....................................................................................68
3.4.4 Condições de carregamento.................................................................................................70
3.4.5 Tempo e temperatura de ensaio...........................................................................................70
3.4.6 Metodologia do ensaio..........................................................................................................71
3.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA......................................................................................................74
3.5.1 Preparação das amostras.....................................................................................................74
3.5.2 Microdureza ..........................................................................................................................76
3.6 Condições de contato no perfil do dente .....................................................................................77
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO ...........................................................................................................79
4.1 Resistência ao desgaste .............................................................................................................79
4.2 Caracterização de danos.............................................................................................................82
4.3 Propagação de trincas na sub-superfícies ..................................................................................90
4.4 Comparação AISI 4140 x FNAB..................................................................................................97
4.4.1 Rugosidade média em pinhões.............................................................................................97
4.4.2 Espessura de filme e coeficiente de atrito..........................................................................101
4.4.3 Pressão de contato de Hertz...............................................................................................103
5 CONCLUSÕES..................................................................................................................................104
6 SUGESTÃO PARA TRABALHOS FUTUROS....................................................................................106
7 REFERÊNCIAS..................................................................................................................................107
APÊNDICE A – Ensaios mecânicos ...........................................................................................................110
APÊNDICE B – Perfis.................................................................................................................................116
APÊNDICE C – Condições de contato .......................................................................................................118

VIII
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1. Nomenclatura de engrenagens (dos Santos, 2003)....................................................................20
Figura 2.2. Posições da área de contato entre os dentes de uma engrenagem ao longo de um flanco ativo
de um dente reto...........................................................................................................................................20
Figura 2.3. Pontos característicos sobre a linha de engrenamento. .............................................................22
Figura 2.4. Pontos da linha de engrenamento. .............................................................................................22
Figura 2.5. Esforços aplicados em dentes de engrenagens (DAVIS, 2005) .................................................23
Figura 2.6. Camada cementada em dente de engrenagem (, 0,6%C, 0,37% de Mn, Si-1.6 e Cr-3.6)
(DAVIS,2005)................................................................................................................................................25
Figura 2.7. Grafita laminar em uma matriz perlitica de ferro fundido cinzento (DAVIS,2005). ......................29
Figura 2.8. Micrografia de FFN: (a)Grafita esferoidal, sem ataque, em matriz de ferro fundido a 75x e (b)
com ataque quimico (picral) a 300x. O ataque revela que a matriz é composta de ferrita em volta dos
nódulos de grafita rodeado por uma matriz perlítica. (DAVIS,2005).............................................................31
Figura 2.9. Comparação de propriedades mecânicas de nodulares austemperados com outras classes de
ferros fundidos nodulares (Guesser, 2009)...................................................................................................31
Figura 2.10. Relação entre Custo e Limite de Escoamento..........................................................................33
Figura 2.11. Efeito da microestrutura e de variáveis de processo sobre as propriedades mecânicas em
ferros fundido nodulares austemperados (Guesser, 2009)...........................................................................34
Figura 2.12. Microestrutura de ferro fundido nodular austemperado. Nódulos de grafita, matriz de ausferrita.
1000X. (Guesser, 2009)................................................................................................................................34
Figura 2.13. Ciclo do tratamento de austêmpera (HAYRYNEN, 2002).........................................................35
Figura 2.14. Influência da temperatura de austenitização nas propriedades mecânicas do FFNA
(KOVACS, 1991)...........................................................................................................................................36
Figura 2.15. Representação esquemática da janela de austêmpera (BALZER, 2003).................................38
Figura 2.16. Janela de processo como uma função da temperatura de austêmpera para temperatura de
austenitização de 900 ºC (ELLIOTT, 1997). .................................................................................................39
Figura 2.17. Diagrama TTT mostrando o efeito da adição de cobre e de molibdênio na temperabilidade de
ferro fundido nodular não ligado. (MAGALHÃES, 1995),..............................................................................40

IX
Figura 2.18. Diagrama TTT de um FFNA ligado para diferentes teores de molibdênio (3.3%C, 2.6% Si,
0.3%Mn) (MAGALHÃES, 1995)....................................................................................................................41
Figura 2.19. Resistência à fadiga de contato determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de
materiais (GUESSER, 1985).........................................................................................................................43
Figura 2.20. Resistência à fadiga por flexão determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de
materias (Guesser, 1985) .............................................................................................................................44
Figura 2.21. Custos para a fabricação de uma engrenagem. (DAVIS, 2005) ...............................................44
Figura 2.22. Métodos básicos têmpera por indução de engrenagens (RAKHIT, 2000) ................................46
Figura 2.23. Superfícies de fratura visíveis de uma coroa de FFNA, na qual ocorreu a ruptura de três
dentes por defeito de fadiga de flexão. (MAGALHÃES 2002).......................................................................51
Figura 2.24. Precença de pitting em um dente de uma engrenagen helecoidal (DAVIS,2005) ....................52
Figura 2.25. Perfis de dentes do pinhão e coroa de engrenagens: (a) FZG tipo A e (b) FZG tipo C.
(MAGALHÃES 2002). ...................................................................................................................................55
Figura 3.1. Macrografia e micrografia do pinhão de aço AISI 4140 dente C.(a) camada temperada, (b)
microestrutura da camada temperada (martensíta, ataque nital, (c) microestrutura da camada temperada
(martensíta), (d) microestrutura do núcleo do dente.....................................................................................60
Figura 3.2. (a) Ferramenta utilizada no processo de shaving, (b) superfície do flanco dos dentes após
processo de shaving (Koda, 2009). ..............................................................................................................61
Figura 3.3. Identificação dos corpos-de-prova..............................................................................................62
Figura 3.4. Marcações dos dentes das engrenagens. ..................................................................................62
Figura 3.5. Controle dimensional. (a) imagem de um perfil projetado; (b) desenho teórico de um perfil de
engrenagem tipo C. ......................................................................................................................................63
Figura 3.6. Direção axial das medições de rugosidade do flanco dos dentes...............................................64
Figura 3.7. Perfis de rugosidade em estado de fornecimento: (a) AISI 4140 (b) FNAB e (c) FNAN.............65
Figura 3.8. Componentes do tribômetro FZG-LASC.....................................................................................66
Figura 3.9. Vista superior do tribômetro FZG-LASC. ....................................................................................69
Figura 3.10. Metodologia de ensaio de fadiga de contato utilizando o tribômetro FZG-LASC......................72
Figura 3.11. Sistema utilizado para aquisição de imagens. ..........................................................................73
Figura 3.12. Medição de área afetada por pitting usando o Solid Edge........................................................73

X
Figura 3.13. Cortes para metalografia e medição de dureza e microdureza: (a) primeiro corte radial (b)
cortes axiais..................................................................................................................................................74
Figura 3.14. Esquema de montagem de amostras em baquelite..................................................................75
Figura 3.15. Esquema das quatro regiões de medições de microdureza realizadas. ...................................76
Figura 4.1. Taxa de dano (A%/ciclos) dos materiais estudados ...................................................................81
Figura 4.2 – Engrenagem de FANB com dente fraturado. (a) vista lateral mostrando a presença de pitting,
(b) superfície de fratura do dente..................................................................................................................83
Figura 4.3. Danos superficiais no FNAN após ensaio...................................................................................84
Figura 4.4. Danos superficiais no FNAB após ensaio...................................................................................86
Figura 4.5. Danos superficiais no aço AISI 4140 após ensaio......................................................................88
Figura 4.6. Trincas próximas á superfície de contato dos dentes de engrenagens (amostra com ataque
químico de Nital 3%). (a) FNAB e (b) FNAN................................................................................................96
Figura 4.7. Rugosidade média dos flancos em função do número de ciclos. ...............................................98
Figura 4.8. Altura média das asperezas dos flancos em função do número de ciclos..................................99
Figura 4.9. Espaçamento entre picos das asperezas dos flancos em função do número de ciclos............100
Figura 4.10 – Parâmetro de filme () ao longo do perfil do dente do pinhão. (a) Após o período de running-
in, (b) após o 6º estágio de pitting...............................................................................................................102
Figura 4.11 – Coeficiente de atrito () ao longo do perfil do dente do pinhão. (a) Após o período de running-
in, (b) após o 6º estágio de pitting...............................................................................................................102
Figura 4.12 Máxima pressão de Hertz ao longo do perfil do dente do pinhão para o AISI 4140 e FNAB...103

XI
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1. Elementos Básicos de Engrenagens (Pezzano e Klein, 1957) ..................................................21
Tabela 2.2. Composição química de aços para endurecimento de superfícies, (DAVIS,2005). ...................27
Tabela 2.3. Mínimas durezas e resistência à tração requerida para ferro fundido cinzento (ASTM A48).....29
Tabela 2.4. Propriedades mecânicas requeridas para ferros fundidos nodulares. (ASTM A 536)................30
Tabela 2.5. Classificação dos FFNAs (ASTM 897-90)..................................................................................33
Tabela 2.6. Elementos de ligas recomendados para FFNA (HAYRYNEN, 2002).........................................40
Tabela 2.7. Freqüências de correntes recomendadas para tempera por indução (RAKHIT, 2000)..............46
Tabela 2.8. Freqüências de correntes versus profundidade da camada (RAKHIT, 2000)............................47
Tabela 2.9. Nomenclatura dos modos de falhas de engrenagens recomendado pela AGMA......................49
Tabela 2.10. Terminologia usada para descrever os mecanismos de falha por fadiga de contato.
(DAVIS,2005)................................................................................................................................................53
Tabela 2.11. Principais características geométricas de engrenagens FZG. (MAGALHÃES 2002)...............55
Tabela 3.1. Composição química dos ferros fundidos utilizados nos ensaios de fadiga de contato de
engrenagens. (% peso).................................................................................................................................57
Tabela 3.2. Microestruturas dos ferros fundidos nodulares ..........................................................................58
Tabela 3.3. Caracterização dos nódulos dos ferros fundidos nodulares.......................................................59
Tabela 3.4. Composição química nominal do aço AISI 4140 (% em peso).....Error! Bookmark not defined.
Tabela 3.5. Valores de propriedades mecânicos dos materiais ensaiados...................................................61
Tabela 3.6. Parâmetros utilizados nas medições de rugosidade..................................................................64
Tabela 3.7. Parâmetros de rugosidade das engrenagens no estado de fornecimento. ................................65
Tabela 3.8. Principais elementos do equipamento FZG-LASC e suas funções............................................67
Tabela 3.9. Propriedades do óleo ISO VG 100.............................................................................................68
Tabela 3.10. Estágios de cargas utilizados no ensaio de fadiga de contato.................................................70
Tabela 3.11. Tempos para inspeção visual dos flancos dos dentes para cada material...............................71

XII
Tabela 3.12. Parâmetros utilizados na politriz semi–automática. .................................................................75
Tabela 3.13. Parâmetros para as medições de microdureza........................................................................77
Tabela 3.14. Dados de entrada do sistema ..................................................................................................77
Tabela 3.15. Características da análise do sistema......................................................................................78
Tabela 3.16. Rugosidade média Ra (m) do perfil dos dentes após as etapas de running-in e pitting 6.....78
Tabela 4.1. Resultados dos ensaios de fadiga de contado em engrenagens...............................................79
Tabela 4.2. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes das coroas (corte radial) em três diferentes
regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo ............................................................................................91
Tabela 4.3. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes dos pinhoes (corte radial) em três diferentes
regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo. ...........................................................................................92
Tabela 4.4. Propagação de trincas sub-superficiais nos dentes das coroas (Corte Axial) em três diferentes
regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo. ...........................................................................................94
Tabela 4.5. propagação de trincas sub-superficiais nos dentes dos pinhões (Corte Axial) em três diferentes
regiões: adendo, diâmetro primitivo e dedendo............................................................................................95

XIII
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ASM American Society for Metals
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASTM American Society for Testing and Materials
AGMA American Gear Manufacturers Association
ADI Ferro Fundido Nodular Austemperado
AISI American Iron and Steel Institute
BCIRA British Cast Iron Research
CAD Computer Aided Design
DAMEC Departamento Acadêmico de Mecânica
DIN Deutsche Ingenieur Normen
EHD ou EHL Regime de Lubrificação Elastohidrodinâmica
FFC ferros fundidos cinzentos
FFNA Ferro Fundido Nodular Austemperado
ADI 1 Ferro Fundido Nodular Austemperado
ADI 2 Ferro Fundido Nodular Ferrítico/Perlítico
FFN Ferro fundido nodular
FZG Forschungsstelle für Zahnräder und Getriebebau
HB Dureza Brinell
HRc Dureza Rockwell C
HPSTC highest point of single tooth contact
ISO International Standard Organization
LASC Laboratório de Superfície e Contato
LFS Laboratório de Fenômenos de Superfície
LPSTC lowest point of single tooth contact
MC Macroscopia
MO Microscopia Ótica
MEF Método dos Elementos Finitos
MEV Microscopia Eletrônica de Varredura
PHC Pressão Hertziana de Contato
PPGEM Pós-Graduação em Engenharia Mecânica e de Materiais -
SAE Society of Automotive Engineers
UTFPR Universidade Tecnológica Federal do Paraná

XIV
LISTA DE SÍMBOLOS
σy Limite de escoamento
a Distancia entre eixos
A Direção da força de Rolamento
A Alongamento
A% Área danificada
A%/N Taxa de danos
b Largura
b Comprimento do contato axial
C Cabeça do dente
c Compressão
C ɣ Teor de carbono da austenita retida
De Diâmetro externo
Di Diâmetro interno
Dp Diâmetro primitivo
e Espessura do dente
E Módulo de elasticidade
f Pé do dente
F Carga
h Altura do dente
hmin Espessura mínima do filme lubrificante
I Relação de transmissão
J Joules
λ Parâmetro de filme
lc Comprimento de corte
LE Limite de escoamento
lm Comprimento de medição
LR Limite de resistencia
m Coeficiente de atrito
M Módulo
N Número de ciclos
Ø cp Diâmetro do corpo de prova
P Carga transversal (lb) ao filme de lubrificante
p Passo
R Direção da força de atrito
R Rolamento
R´ Raio de curvatura equivalente

XV
Ra Rugosidade média
Raeq Rugosidade média equivalente
Req Raio de curvatura equivalente
Rk Rugosidade do núcleo do perfil
Rmax Rugosidade máxima
Rpk Rugosidade média dos picos acima da área de contato
do perfil
Rq Rugosidade quadrática
Rvk Rugosidade média dos vales
Rz Rugosidade média dos cinco maiores picos
s Cisalhamento
SR Escorregamento máximo
T Tração
Tr Torção
U Velocidade média
V Vão do dente
Vr Velocidade de rolamento
Wl Carga específica em N/mm
X1 Desvio de geração (Pinhão)
X2 Desvio de geração (Coroa)
Xc Fator de recobrimento
Xɣ Fração volumétrica da austenita
XL Tipo de Lubrificante
Z1 Número de dentes
α Ângulo de pressão
αw Ângulo de pressão corrigido
ζ Coeficiente pressão-viscosidade.
ηo Viscosidade absoluta do lubrificante
ν Coeficiente de poisson
-

16
1 INTRODUÇAO
O ferro fundido nodular austemperado (em inglês ADI – Austempered Ductile Iron) é o resultado
do tratamento térmico de austêmpera em ferro fundido nodular, representando a classe de ferros fundidos
com as melhores combinações de valores de resistência mecânica e alongamento. Este material tem sido
utilizado para aplicações envolvendo impacto e desgaste (suporte de mola de caminhão e componentes de
transporte em mineração de carvão) ou ainda em aplicações com necessidade de resistência à fadiga e
desgaste, como as engrenagens (GUESSER e GUEDES, 1997).
Assim, o ADI tem atraído consideravelmente a atenção nos últimos anos devido a seu potencial
para substituir os aços tratados termicamente para muitas aplicações na engenharia. Entre suas
propriedades mecânicas se destacam a alta resistência e ductilidade, elevada resistência ao desgaste e
uma alta resistência à fadiga. Sua tenacidade à fratura é comparável a dos aços de médio e baixo carbono,
temperados e revenidos. Além disso, tem a vantagem de menor custo de matéria-prima, menor custo de
produção, baixa densidade, melhor usinabilidade e maior capacidade de amortecimento do que o aço-liga
a substituir.
A produção de ADI é baseada em ciclos de tratamento térmicos relativamente curtos e não requer
equipamentos complexos, sendo o consumo energético menor que o necessário para tratar termicamente
um aço de uso tradicional para fabricação de engrenagens. Estimam-se economias superiores a 50% na
redução dos custos energéticos associados à sua produção (HARDING, 1984 apud MAGALHÃES, 1995).
Em aplicações mecânicas, o ADI permite o uso de óleos lubrificantes de menor qualidade, devido a seu
baixo coeficiente de atrito. Também sua grande capacidade de amortecimento de vibrações, faz com que
engrenagens de ADI sejam mais silenciosas comparadas às de aços convencionais.
Atualmente desenvolvimento está sendo focado em posicionar o ADI como um material com vasto
campo de aplicações. Assim, autores como MARTINS (2011) comparou a perda da eficiência de
engrenagens fabricadas em ADI e em aço 20MnCr5 cementado, operando em diferentes velocidades
e cargas, lubrificado por diferentes tipos de óleos industriais. Já PUTATUNDA (2002) correlaciona as
condições de tratamento térmico e características microestruturais resultantes, tais como o teor
de austenita e o teor de carbono na austenita , para determinas os fatores que influenciam na tenacidade
à fratura deste material.

17
O LASC (Laboratório de Superfícies e Contato) da UTFPR tem como objetivo estudar a mecânica
do contato, contando com o tribômetro FZG-LASC para ensaio de engrenagens. O projeto “Estudo do
fenômeno de fadiga de contato utilizando equipamento de ensaio tribológico com engrenagens do tipo”
“power recirculation rig”, teve início em 2006, quando os alunos, Fábio Koda (mestrando do PPGEM) e
Gustavo Garbuio Brandalise (bolsista PIBIC), desenvolveram uma metodologia de ensaio capaz de
provocar os danos tradicionais nas superfícies das engrenagens (BRANDALISE, 2007)
No ano 2009, no trabalho de dissertação do aluno Fabio Koda, “Estudo da fadiga de contato em
engrenagens cilíndricas de dentes retos”, foram feitos estudos comparativos entre engrenagens de FFNA e
aço AISI 8620. Durante a análise dos resultados observou-se a necessidade de melhor compreensão das
características do FFNA (composição química, microestruturas e propriedades mecânicas).
Por esta razão no mesmo ano se teve início do trabalho “Influência das condições de tratamento
de austêmpera nas propriedades de ferros fundidos nodulares utilizados na fabricação de engrenagens”
pela aluna Elisa Seeling de Oliveira (bolsistas PIBIC). O trabalho teve como objetivo compreender as
características mecânicas do FFNA, utilizado nos ensaios de fadiga de contato em engrenagens, bem
como uma análise das possíveis influências dessas características nos danos causados pela fadiga,
relacionando as variáveis do processo de austêmpera com as microestruturas e as propriedades
mecânicas obtidas. Além de diferentes condições do tratamento térmico foram utilizadas também
diferentes composições químicas de ferro fundido, para avaliar a influência dos elementos de liga na
obtenção do FFNA
A partir dos resultados obtidos do trabalho anterior, se determinou a composição e o ciclo de
austêmpera para a fabricação de engrenagens de FFNA que foram ensaiadas por fadiga de contato no
tribômetro FZG-LASC neste trabalho. Deste modo, este trabalho apresentará o desenvolvido de um estudo
sobre fadiga de contato em engrenagens, com o objetivo de caracterizar resistência aos fenômenos de
pitting e spalling em engrenagens fabricadas em aço AISI 4140 temperado por indução e ferros fundidos
nodulares austemperados.

18
2 Revisão Bibliográfica
2.1 Engrenagens
As engrenagens são elementos de máquinas que transmitem movimento rotatório e potência,
mediante o contato sucessivo de seus dentes, constituindo-se em um método econômico de transmissão,
particularmente, se os níveis de potência e precisão são altos. Engrenagens têm sido usadas por mais de
três mil anos (DUDLEY, 1994) e são elementos importantes em todos os tipos de máquinas utilizadas nos
tempos atuais. As áreas de aplicação para as engrenagens são diversas e incluem, para citar alguns:
 Engrenagens pequenas e de baixo custo para brinquedos;
 Engrenagens para equipamentos de escritórios;
 Engrenagens para eletrodomésticos;
 Engrenagens para o setor automotivo e transporte;
 Engrenagens aeroespaciais;
 Engrenagens para indústria de petróleo e gás.
As engrenagens são formadas por duas rodas dentadas, das quais a maior se denomina coroa e a
menor pinhão. Este conjunto promove a transmissão de movimento rotativo desde um eixo de uma fonte
de energia (um motor de combustão interna ou motor elétrico) até outro eixo, situado a certa distância, que
tem que realizar um trabalho. Desta forma a roda que está conectada à fonte de energia é conhecida com
engrenagem motora e a outra roda conectada ao eixo que recebe o movimento do eixo motor denominam-
se engrenagem conduzida. Se o sistema é formado por mais de um par de engrenagens, denomina-se
trem de engrenagens.
Distintos materiais são utilizados na fabricação das engrenagens, entre os quais se destacam os
aços liga, os ferros fundidos, bronze, alumínio e materiais sintéticos (polímeros). Devido ao constante
rolamento e deslizamento entre as superfícies em contato, as engrenagens estão expostas a desgaste,
motivo pelo qual são endurecidas mediante tratamentos térmicos de endurecimento superficial, como é o
caso da cementação nos aços. Outra medida para evitar o desgaste é a lubrificação do par em contato.
Além de refrigerar os materiais em contato, também favorece a transmissão do movimento a velocidades
elevadas (MAAG,1963)

19
Dentre dos vários tipos de engrenagens existentes, um dos mais comuns são as engrenagens
cilíndricas de dentes retos, segundo SHIGLEY e MISCHKE (2008) este tipo de engrenagens são utilizadas
geralmente para velocidades periféricas de até 5m/s, quando o nível de ruído não constitui um fator
importante. Elas estão disponíveis em muitos tamanhos comerciais e apresentam um custo de produção
menor que outras engrenagens, especialmente se são fabricadas em pequenas quantidades.
Na atualidade, os métodos de desenvolvimento de mecanismos constituídos por engrenagens têm
avançado de forma considerável. Assim, por exemplo, pode-se encontrar aplicações aéreas, nas quais se
utilizam engrenagens com materiais leves, sob condições de elevadas cargas e velocidades.
Adicionalmente, as técnicas de análise estrutural, baseadas na aplicação de Métodos de Elementos
Finitos, permitem resolver os problemas de tensões e esforços dinâmicos, assim como o cálculo das
freqüências de ressonâncias para este tipo de engrenagens (DAVIS, 2005)
2.1.1 Nomenclatura das engrenagens
Esta seção tem como objetivo rever alguns dos termos utilizados na indústria das engrenagens, com o
objetivo de descrever o design e a geometria das mesmas. A Figura 2.1 apresenta esquematicamente a
nomenclatura de engrenagens.
Note-se que apenas os termos mais comuns são apresentados na Figura 2.1. Para informações
mais detalhadas sobre a nomenclatura das engrenagens, pode ser encontrada em diversas normas
publicadas pela American Gear Manufacturers Association (AGMA), especificamente na AGMA 1012-F90,
"Gear Nomenclature, Definitions of Terms with Symbols.” Na Tabela 2.1 são explicados os elementos
básicos das engrenagens, a simbologia adotada neste trabalho e o significado de cada elemento.

20
Figura 2.1. Nomenclatura de engrenagens (dos Santos, 2003)
2.1.2 Contato entre dentes de engrenagens
Em engrenagens de dentes retos, o contato ocorre em forma de um retângulo que atravessa todo
o flanco dos dentes, como mostra a Figura 2.2. Este contato ocorre sobre a superfície evolvental, e as
velocidades relativas entre as superfícies, geometria e força normal variam em todo instante. Danos
superficiais nos dentes é o resultado interação dos fatores anteriores citados na hora do contato, assim
como também, a potencia transmitida, a geometria das engrenagens, as propriedades dos materiais,
lubrificantes e finalmente o números de ciclos de solicitação. Denomina-se engrenagem motora à roda que
impõe o movimento, sendo a outra roda chamada de engrenagem movida.
Figura 2.2. Posições da área de contato entre os dentes de uma engrenagem ao longo de um flanco ativo
de um dente reto

21
Tabela 2.1. Elementos Básicos de Engrenagens (Pezzano e Klein, 1957)
(Simbologia) Significado Explicação e cálculo
(De) Diâmetro externo É o diâmetro máximo da engrenagem.
De = M (Z + 2).
(Di) Diâmetro interno É o diâmetro menor da engrenagem, também chamado de diâmetro de
pé de dente ou diâmetro de dedendo.
(Dp) Diâmetro primitivo É o diâmetro intermediário entre De e Di.
Seu cálculo exato é Dp = De – 2M.
(C) Cabeça do dente É à parte do dente que fica entre Dp e De, também chamada de adendo.
(f) Pé do dente É à parte do dente que fica entre Dp e Di, também chamada de dedendo.
(h) Altura do dente É a altura total do dente.
h = 2,25 x M.
(e) Espessura de dente É à distância entre os dois pontos extremos de um dente, medido ao
longo do Dp.
(V) Vão do dente É o espaço entre dois dentes consecutivos. Não é a mesma medida de e.
(p) Passo circular Medida que corresponde à distância entre dois dentes consecutivos,
medida à altura do Dp. p = π. M
(M) Módulo Dividindo-se o Dp pelo número de dentes (Z), teremos um número que se
chama módulo (M). Esse número é que caracteriza a engrenagem e se
constitui em sua unidade de medida. O módulo é o número que serve de
base para calcular a dimensão dos dentes.
( ) Ângulo de pressão Ângulo formado pela tangente comum às engrenagens em movimento e
linha de ação do engrenamento.
O contato entre os dentes inicia-se na linha do diâmetro de base (ponto A da Figura 2.3) e termina no
ponto sobre a linha de diâmetro externo (ponto B) para a engrenagem motora, e vice-versa para a
engrenagem movida, dando origem à linha de engrenamento. O ponto I esta situado no diâmetro primitivo
e ocorre rolamento puro entre as superfícies.

22
Figura 2.3. Pontos característicos sobre a linha de engrenamento.
Segundo Imrek e Düzcükoglu (2006), nos ponto A e B da linha de engrenamento, a carga
suportada no dente é metade da magnitude, o que significa que mais de um dente estão em contato. Como
o engrenamento não é constante, há necessidade de definir os pontos C e D, os quais representam os
pontos no qual se inicia e termina o contato de apenas um só dente.
O ponto D é conhecido como HPSTC, highest point of single tooth contact e representa o
ponto mais alto de contato de apenas um dente, e fica acima da linha de diâmetro primitivo. Já o ponto C
se define como LPSTC lowest point of single tooth contact e representa o ponto mais baixo sobre o qual se
encontra em contato apenas um dente, localizado abaixo da linha de diâmetro primitivo. A Figura 2.4
mostra os pontos que definem o contato com um dente só.
Figura 2.4. Pontos da linha de engrenamento.

23
2.1.3 Esforços aplicados em engrenagens
Os esforços básicos aplicado em um dente de uma engrenagem são apresentados na Figura 2.5.
Muitas vezes, uma combinação de dois ou três tipos esforços são aplicados ao mesmo tempo. Geralmente
os esforços são de tração, compressão, torção e cisalhamento e podem se apresentar também
movimentos de rolamento ou deslizamento+rolamento na flancos dos dentes das engrenagens.
(a) (b)
Figura 2.5. Esforços aplicados em dentes de engrenagens (DAVIS, 2005)
Para engrenagens de dentes retos, à medida que o dente se move ao longo do perfil de contato, uma
ação de deslizamento e rolamento tem lugar na interface do perfil. No diâmetro primitivo (DP), as tensões
são provocadas por rolamento puro. Acima do DP, há ação de rolamento e deslizamento, mas desta vez o
deslizamento será na direção oposta ao rolamento. É importante ressaltar que a ação sobre o perfil do
dente de contato é exatamente o mesmo que o dente carregado mas na ordem inversa (ver Figura 2.5- b).
Quando há uma lubrificação correta, não ocorrerá nas duas superfícies o problema da ação do
deslizamento. No entanto, na superfície irregulares, lubrificação insuficiente, dureza inadequada da
superfície, temperaturas elevadas e presenças de partículas estranhas (em geral provenientes do
desgaste), contribuirão para uma ruptura do filme de lubrificante durante o contato deslizante. Durante todo
o instante de contato entre os dentes das engrenagens, há uma tensão de tração na raiz do dente no lado
carregado e uma tensão de compressão na raiz do dente no lado oposto.

24
2.2 MATERIAIS PARA ENGRENAGENS
Uma grande variedade de ferros fundidos, materiais sinterizados, ligas de metais não ferrosos e
plásticos são utilizados para a fabricação de engrenagens. Mas os aços, devido à sua elevada resistência
e um custo relativamente baixo, são os materiais mais amplamente utilizados para fabricação de
engrenagens (DAVIS, 2005).
As maiorias das engrenagens são feitas de aços carbono e baixa liga. Em geral, os aços
selecionados para as aplicações das engrenagens devem satisfazer duas exigências básicas, que nem
sempre são compatíveis:
 as que envolvem a fabricação e processamento e
 o serviço a ser prestado ( solicitação mecânica)
O requisito de fabricação e processamento inclui usinabilidade, forjabilidade e a resposta a
tratamentos térmicos. Já os requisitos de serviços estão relacionados com a capacidade da engrenagem a
executar satisfatoriamente as condições de cargas para a qual foi concebida e, portanto, abranger todos os
requisitos de propriedades mecânicas, incluindo resistência à fadiga e resposta ao tratamento térmico.
(CHIRONS, 1967)
Uma dureza superficial adequada é uma exigência básica fundamental. Uma série de fatores
devem ser considerados para a fabricação de engrenagens com aços para endurecimento superficial:
 Uma alta pressão de contato no dente pode gerar trincas na superfície;
 Um núcleo não muito endurecido, não oferecerá um apoio adequado para a camada
endurecida; (capacidade de sustentação de carga)
 Tensões de compressão na camada endurecida aumentam a sua resistência á fadiga,
enquanto, uma camada com alta dureza fornece uma elevada resistência ao desgaste;
 Quanto menor seja a dureza do núcleo, mais elevadas são as tensões residuais de tração na
camada endurecida, e aumenta com a espessura da camada.
A seguir serão apresentados alguns dos tipos de materiais mais empregados para a fabricação de
engrenagens.

25
2.2.1 Aços forjados
Aço forjado é o termo genérico aplicados aos aços carbono e aço liga, que foram processados
para uma aplicação específica. Em geral, existem dois tipos de aços forjados para a fabricação de
engrenagens, o primeiro são os aços para endurecimento de superfícies e o segundo grupo são os aços
para endurecimento total. No primeiro grupo de aços podemos encontrar aços próprios para os processos
de cementação, nitretação e carbo-nitretação, que se caracterizam por ter um teor de carbono geralmente
não superior a 0,25% C. Estes aços são na maioria das vezes utilizados quando se precisa de grande
resistência ao desgaste, corrosão e fadiga em superfícies submetidas a intenso rolamento.
As superfícies geradas devem ser suficientemente dureza elevada para resistir ao desgaste e com
profundidade suficiente para evitar a ocorrência de fissuras. No caso dos dentes, a profundidade da
camada não deve exceder um sexto da espessura da base do dente (DOANE, 1989). A Figura 2.6 mostra
a estrutura típica de um aço de engrenagem cementado.
Figura 2.6. Camada cementada em dente de engrenagem (, 0,6%C, 0,37% de Mn, Si-1.6 e Cr-3.6)
(DAVIS, 2005)
Alguns aços, padronizados pela SAE e AISI para cementação e usados para fabricação de
engrenagens são:
 Aços carbono: 1015, 1018, 1020, 1022, e 1025;
 Aços para usinagem facil: 1117 e 1118;
 Aços liga: 4020, 4026, 4118, 4320, 4620, 4820, 5120, 8620, 8720 e 9310.
Em relação ao processo de endurecimento superficial por nitretação, geralmente são utilizados
aços de médio teor de carbono (temperado e revenido) que contem fortes elementos formadores de

26
nitretos, tais como alumínio, cromo, vanádio e molibdênio. Mas as camadas nitretadas mais duras são
conseguidas utilizando uma classe de aço liga (aços Nitralloy) que contem cerca de 1% Al. Quando estes
aços são nitretados, o alumínio forma partículas de AIN, as quais deformam a rede da ferrita e dificultam a
movimentação de discordâncias. (DOWLING, 1995)
Continuando com a classificação dos aços forjados, temos segundo grupo denominado, aços de
endurecimento total, que em virtude do seu elevado teor de carbono, dentes de engrenagens feitas nestes
aços possuem um núcleo com maior resistência do que engrenagens cementadas. No entanto, estes
engrenagens não são tão resistentes ao desgastes com são as engrenagens cementadas. A dureza na
superfície destas engrenagens pode variar de 300 a 575 HB, podendo ser endurecida pelos processos de
têmpera por indução ou têmpera por chama.
São tipicamente utilizados aços SAE-AISI tipos 1035, 1040, 1045, 1050, 1137, 1141, 1144 e 1340
para lograr camadas não muito profundas. Estes aços são resfriados em água, e são adequados para
engrenagens que exigem apenas forças leves e resistência ao impacto.
Para camadas mais profundas, é necessário aços com mais elementos de ligas, o que permite
maior temperabilidade do material e como conseqüência uma maior resistência do mesmo. São
comumente utilizados aços SAE-AISI 4140, 4042, 5140, 8640, 3140, 4140, 8740, 6145, 9840 e 4340. Estes
aços com características de maior temperabilidade e um teor de carbono de 0,35 a 0,50% são adequados
para engrenagens que exigem alta resistência ao desgaste e uma elevada capacidade de transmissão da
carga. Na Tabela 2.2 lista as composições de aços para endurecimento de superfície.
2.2.2 Aços fundidos
Aços fundidos são produzidos vazando aço liquido, na composição desejada, em um molde de
configuração desejada e permitindo que o aço solidifique. O material do molde pode ser de silicone, areia
de cromita, areia de olivina, grafite, metal ou cerâmica. A escolha do material do molde depende do
tamanho, complexidade, custo e precisão dimensional da fundição. Embora, o acabamento superficial e
precisão dimensional das peças variam de acordo com o tipo de molde, as propriedades do aço fundido
não são afetadas significativamente. (DAVIS, 2005).

27
Tabela 2.2. Composição química de aços para endurecimento de superfícies, (DAVIS, 2005).
Aço Condição
Tensão Máxima
de Tração
Tensão de
Escoamento Alogamento
%
Estricção
% DurezaMPa Ksi Mpa Ksi
Aço carbono
1015
Laminado a quente 345 50 190 27,5 28 50 101
Laminado a frio 385 56 325 47 18 40 111
1018
Laminado a quente 400 58 220 32 25 50 116
Laminado a frio 440 64 370 54 15 40 126
1020
Laminado a frio 420 61 350 51 15 40 121
1022
Laminado a frio 475 69 400 58 15 40 137
1025
Laminado a frio 440 64 370 54 15 40 126
1040
Laminado a frio 585 85 490 71 12 35 170
1045
Laminado a frio 625 91 530 77 12 35 179
Recozido, Laminado a frio 585 85 505 73 12 45 170
Esferoidizado, Laminado a frio 650 94 500 72,5 10 40 192
1117
Laminado a frio 475 69 400 58 15 40 137
1118
Laminado a frio 495 72 420 61 15 40 143
Aço de baixa liga
4130
Normalizado a 870°C 670 97 435 63 25,5 59,5 197
Recozido a 865°C 560 81 460 67 21,5 59,6 217
Temperado em água desde 855°C
e Revenido a 540°C 1040 151 979 142 18,1 63,9 302
4140
Normalizado a 870°C 1020 148 655 95 17,7 46,8 302
Recozido a 815°C 655 95 915 60 25,7 56,9 197
e Revenido a 540°C
1075 156 986 143 15,5 56,9 311
4150
Normalizado a 870°C 1160 168 731 106 11,7 30,8 321
Recozido a 830°C 731 106 380 55 20,2 40,2 197
Temperado em óleo desde 830°C
e Revenido a 540°C 1310 190 1215 176 13,5 47,2 375
4340
Normalizado a 870°C 1282 186 862 125 12,2 36,3 363
Recozido a 810°C 745 108 470 68 50 30 217
e Revenido a 540°C
1207 175 1145 166 45,9 45,9 352
5140
Normalizado a 870°C 703 115 470 68 22,7 59,2 229
Recozido a 830°C 570 83 290 42 28,6 57,3 167
e Revenido a 540°C 972 141 841 122 18,5 58,9 293
8620
Normalizado a 915°C 635 92 360 52 26,3 59,7 183
Recozido a 870°C 540 78 385 56 31,3 62,1 149
8630
Normalizado a 870°C 650 94 425 62 23,5 53,5 187
Recozido a 845°C 565 82 370 54 29 58,9 156
e Revenido a 540°C
931 135 850 123 18,7 59,6 269
8740
Normalizado a 870°C 931 135 605 88 16 47,9 269
Recozido a 815°C 696 101 415 60 22,2 46,4 201
e Revenido a 540°C 1225 178 1130 164 16 53 352
9310
Normalizado a 890°C 910 132 570 83 18,8 58,1 269 HRB
Recozido a 845°C 820 119 450 65 17,3 42,1 241 HRB
envelhecido 6 mm 2169 315 2135 310 7,7 35 55,1 HRB

28
No entanto, o aço fundido não apresenta efeitos de direcionalidade nas propriedades mecânicas
que são típicas de aços forjados. Essa característica não-direccional das propriedades mecânicas nos aço
fundido pode ser vantajosa quando as condições de serviço envolvem carregamento multidirecional.
O aço fundido, utilizado para engrenagens, são em geral, modificações dos aços padronizados
SAE-AISI. Comumente pode-se encontrar aços de endurecimento total como 1045, 4135, 4140, 8630,
8640 e 4340, e por tratamento termoquímicos (endurecidos superficial) os 1020, 8620 e 4320. As
composições de alguns aços fundidos são selecionadas pelo produtor de aço a fim de alcançar as
propriedades especificadas (DAVIS, 2005).
2.2.3 Ferro fundido
Os ferros fundidos são essencialmente ligas de ferro que contêm mais de 2% C e 1-3% Si.
Grandes variações nas propriedades podem ser conseguidas através da alteração do equilíbrio entre o
carbono e o silício, ligando-os com vários outros elementos metálicos ou não metálicos, e variando os
processos de fusão, fundição e tratamento térmico. Dois tipos de ferros fundidos são utilizados para a
fabricação de engrenagens: ferro fundido cinzento e ferro fundido nodular.
2.2.3.1 Ferro Fundido Cinzento
Os ferros fundidos cinzentos (FFC), referem-se à ampla classe ligas ferrosa normalmente
caracterizada por uma microestrutura de grafite lamelar em uma matriz de ferro (Figura 2.7). O FFC é em
essência uma liga de ferro, silício, manganês e carbono, que normalmente contêm de 2,5 a 4% de C, 1 a
3% de Si, e em caso de se desejar uma microestrutura especial, pode ter adições de manganês, com
teores tão baixos como Mn 0,1% em FFC ferrítico e altos, Mn 1,2%, em FFC perlíticos. Enxofre (S) e
fósforo (P) estão também presentes em pequenas quantidades, como impurezas residuais.

29
Figura 2.7. Grafita laminar em uma matriz perlitica de ferro fundido cinzento (DAVIS, 2005).
FFC utilizados para engrenagens são classificados pela sua resistência à tração (utilizando a
unidade de tensão em ksi) na norma ASTM A 48. Como mostrado na Tabela 2.3, estes ferros variam da
classe 20 (resistência à tração mínima de 138 MPa ou 20 ksi) para a classe 60 (resistência à tração
mínima de 414 MPa ou 60 ksi). Pode-se supor que com o aumento da resistência à tração, outras
propriedades como resistência ao desgaste, capacidade para ser usinado com um acabamento fino e
módulo de elasticidade também aumentem.
Tabela 2.3. Mínimas durezas e resistência à tração requerida para ferro fundido cinzento (ASTM A48).
Classe
ASTM
Dureza
Brinell
Resistência à tração
MPa Ksi
20 155 140 20
30 180 205 30
35 205 240 35
40 220 275 40
50 250 345 50
60 285 415 60
FFC tem sido muito utilizado como material de engrenagem (DUDLEY, 1994). O ferro fundido
apresenta baixo custo, boa usinabilidade e pode ser obtido facilmente em qualquer forma desejada
requerida por uma engrenagem.
Engrenagens de ferro fundido geralmente mostram elevada resistência ao desgaste e muitas
vezes são menos sensíveis às insuficiências de lubrificação que as engrenagens de aço. O ferro fundido
apresenta também a qualidade de amortecimento.

30
Em contra-partida, os dentes de engrenagens de ferro fundido têm cerca de 3/4 da capacidade de
transmissão de carga na superfície em relação á uma engrenagem de aço com o mesmo diâmetro primitivo
e largura da face. Em relação a sua capacidade de resistência à flexão a relação é cerca de 1/3. (DAVIS,
2005).
2.2.3.2 Ferro fundido Nodular
O ferro fundido nodular (FFN), também conhecido com ferro fundido de grafite esferoidal, se
caracteriza por apresentar a grafite em forma de esferas. A Figura 2.8 apresenta micrografias de um FFN
sem ataque químico (Fig. 2.8a) onde pode se observar o formato da grafita esferoidal. Por causa dos
aditivos introduzidos antes da fundição do ferro fundido, a grafite cresce como esferas, em vez de qualquer
uma das formas de flocos características do ferro fundido cinzento. O FFN apresenta uma resistência
mecânica mais elevada e tem maior alongamento do que o ferro cinzento. No FFC, as grafitas em forma de
flocos atuam como concentradores de tensão, reduzindo a sua resistência ao impacto e resistência à
fadiga. Já os nódulos no FFN, provocam um menor efeito de concentrador de esforços, o que conduz a
uma ductilidade suficiente para apresentar alongamentos na faixa de 2 a 15%, dependendo da classe. A
resistência à fadiga do FFN pode aproximar-se do aço com valores de dureza equivalentes.
A maioria das especificações para o FFN utilizados para engrenagens se baseiam na suas
propriedades. Ou seja, resistência e/ou dureza é especificado para cada classe. Conforme demonstrado na
Tabela 2.4, a ASTM designa o grau de ferro fundido nodular incorporando os números que indicam a
resistência à tração (novamente na unidade ksi), Limite de Escoamento (ksi) e alongamento em
porcentagem (%).
Tabela 2.4. Propriedades mecânicas requeridas para ferros fundidos nodulares. (ASTM A 536)
Grau
ASTM
Tratamento térmico
recomendado e microestrutura
Dureza
Brinell
Tensão Máxima
de Tração
Tensão de
Escoamento
Elongação em
50 mm,
(2in), % minMPa Ksi MPa Ksi
60-40-18 Recozido ferrítico 170 max. 415 60 275 40 18
65-45-12
Estado bruto ou
Recozido ferrítico-perlítico
156-217 450 65 310 45 12
80-55-06 Normalizado ferrítico-perlítico 187-255 550 80 380 55 6
100-70-03 Temperado e revenido perlítico 241-302 690 100 485 70 3
120-90-02 Temperado e revenido martensítico - 830 120 620 90 2

31
(a) (b)
Figura 2.8. Micrografia de FFN: (a)Grafita esferoidal, sem ataque, em matriz de ferro fundido a 75x e (b)
com ataque quimico (picral) a 300x. O ataque revela que a matriz é composta de ferrita em volta dos
nódulos de grafita rodeado por uma matriz perlítica. (DAVIS, 2005).
O FFN pode ser utilizado em seu estado bruto de fundição, ou pode ser tratado termicamente para
atingir uma ampla gama de níveis de resistência e de dureza. Os Tratamentos térmicos mais comuns são o
recozimento, a normalização seguida de têmpera, têmpera seguida de revenido, e também a austêmpera.
Na Figura 2.9 pode-se comparar a resistência e a ductilidade do ferro fundido nodular em estado bruto com
ferros fundidos nodulares tratados termicamente. Os níveis de dureza em FFN podem variar desde 160 HB
até valores superior a 300 HB.
Figura 2.9. Comparação de propriedades mecânicas de nodulares austemperados com outras classes de
ferros fundidos nodulares (Guesser, 2009)

32
2.2.4 Ferro fundido nodular austemperado
O ferro fundido nodular austemperado , ou em inglês ADI (Austempered Ductile Iron), é o resultado
do tratamento térmico de austêmpera do FFN, representando a classe de ferros fundidos com as melhores
combinações de valores de resistência e alongamento (HARDING, 1984). Na Figura 2.9 verifica-se que o
ADI apresenta combinações de limite de resistência (L.R.) e alongamento muito superiores às dos
nodulares comuns. Esta combinação de propriedades permite então a utilização de ADI para aplicações
envolvendo solicitações intensas. (GUESSER, 2009)
A substituição de peças convencionalmente fabricada em aços por ADI tem como resultados
diversas vantagens, as quais têm promovido fortemente a aceitação destes materiais na indústria,
especificamente na indústria automotiva. A primeira razão econômica para uso do ADI é que o material de
base (ferro nodular) é mais barato que o aço, a segunda é que os ADIs são materiais de fundição, assim,
os produtos podem ser moldados, deixando os componentes com dimensões muito próximas das finais,
diminuindo consideravelmente uma quantidade de operações de usinagem, ferramentas e meios de
produção. O que resulta em uma significativa redução de custos do processo de produção quando são
comparados aos processos convencionais de usinagem de aço (HARDING, 1986.)
Segundo HARDING, 1986, outra vantagem significativa do uso deste material é o custo do seu
tratamento térmico, que é muito inferior ao dos tratamentos que são efetuados nos aços. A redução dos
custos associados a estes tratamentos podem atingir até cerca de 60% (HARDING, 1986). Normalmente
são utilizados equipamentos mais simples e as temperaturas utilizadas são mais baixas que as
temperaturas para endurecimento de aços.
A Figura 2.10 mostra a relação entre o custo de vários materiais e seu limite de escoamento,
mostrando que o ADI oferece-se como a melhor opção.

33
Figura 2.10. Relação entre Custo e Limite de Escoamento (DUCTILE IRON DATA FOR DESIGN
ENGINEERS, 2007)
MAGALHÃES (2002) comenta que o ADI possui uma grande capacidade de amortecimento e tem
menor peso especifico que o aço, sendo 10% menos denso. Estas duas propriedades são de grande
importância para a maioria das aplicações. Engrenagens fabricadas neste material, por exemplo, são mais
leves e mais silenciosas que engrenagens de aço
2.2.4.1 Classificação dos ADIs
Os ADIs são classificados em classes de acordo com as suas propriedades mecânicas. A Tabela 2.5
apresenta a classificação segundo a ASTM.
Tabela 2.5. Classificação dos ADIs (ASTM 897-90).
Classe Limite de
Resistência
(MPa)
Limite de
Escoamento
(MPa)
Alongamento
(%)
Energia de
Impacto
(J)
Dureza
(HB)
1 850 550 10 100 269 – 321
2 1050 700 7 80 302 – 363
3 1200 850 4 60 341 – 444
4 1400 1100 1 35 388 – 477
5 1600 1300 - - 444 – 555
As propriedades mecânicas dos ADIs são influenciadas principalmente pelas variáveis apresentadas
na Figura 2.11 (GUESSER, 2009). Portanto, a partir da escolha das variáveis do processo de tratamento
térmico podem-se obter as propriedades mecânicas desejáveis para uma determinada aplicação.

34
Figura 2.11. Efeito da microestrutura e de variáveis de processo sobre as propriedades mecânicas em
ferros fundido nodulares austemperados (Guesser, 2009).
2.2.4.2 Microestruturas do ADI
O ADI apresenta uma matriz de ausferrita, obtida como o tratamento térmico de austêmpera. A
ausferrita é composta por finas agulhas de ferrita acicular e austenita estável (DUCTILE IRON DATA). A
Figura 2.12 apresenta um exemplo da microestrutura característica de um ADI.
Figura 2.12. Microestrutura de ferro fundido nodular austemperado. Nódulos de grafita, matriz de ausferrita.
1000X. (Guesser, 2009)
O ADI também é comumente chamado de “ferro nodular bainítico”, mas esta expressão não é a
adequada para ser designada para o ADI, já que não é usual que nestes materiais exista a presença de
bainita. A ferrita bainítica é constituída por ferrita acicular e carbonetos, este ultimo forma-se quando é
ultrapassado o tempo de austêmpera adequado, e assim, a ausferrita se transforma em bainita, originando
a precipitação de carbonetos.

35
2.2.4.3 Tratamento térmico de austêmpera
O tratamento térmico de austêmpera é constituído de uma etapa de austenitização, seguido de um
resfriamento até uma temperatura de austêmpera, etapa na qual se produz a transformação isotérmica e
finalmente um resfriamento final ate temperatura ambiente. A Figura 2.13 apresenta um diagrama
esquemático do ciclo do tratamento de austêmpera.
Figura 2.13. Ciclo do tratamento de austêmpera (HAYRYNEN, 2002).
2.2.4.3.1 Austenitização
Etapa na qual o material é aquecido até a temperatura de austenitização, normalmente entre 815ºC e
950ºC, dependendo da composição química do material. O objetivo é alcançar uma homogeneização
progressiva do carbono na austenita, uma dissolução dos carbonetos existentes no material e diminuir a
microsegregações de elementos de ligas. (DODD, 1989)
Com o aumento da temperatura de austenitização se incrementa o teor de carbono na austenita, o que
resulta em tempos mais longos para se transformar em ausferrita, atrasando a primeira etapa do processo
de transformação. Outro efeito das altas temperaturas é que antecipa o inicio da segunda etapa de
transformação, resultando na presença considerável de martensita, a qual se formar nas regiões de
contorno de grão da austenita. Vale ressaltar que isto não é desejável para obter as propriedades
mecânicas mais adequadas.
Por outro lado, um prolongamento desta etapa conduz a um tamanho excessivo de grão, o que
provoca uma redução na ductilidade e tenacidade do material. (DODD, 1989). No entanto, a prolongação
do tempo ajuda a reduzir as micro-segregações de elementos de ligas presente no material. Assim, deve-
se ter um equilíbrio entre estes fatores para determinar o tempo desta etapa do tratamento.

36
A Figura 2.14 mostra como as variações de temperatura de austenitização afetam diretamente a
resistência a tração, ao impacto e a dureza do FFNA (KOVACS, 1991)
Figura 2.14. Influência da temperatura de austenitização nas propriedades mecânicas do FFNA
(KOVACS, 1991)
O resfriamento após a etapa de austenitização tem que ser suficientemente rápido para evitar a
formação de perlita. Usualmente é realizado em banho de sais, o qual deve provocar uma extração rápida
e uniforme do calor em toda a peça a tratar.
2.2.4.3.2 Transformação isotérmica
É a etapa do tratamento na qual ocorrem as transformações microestruturais do material. É realizada
após a austenitização, e posteriormente é feito um resfriamento rápido até uma temperatura da ordem de
250º a 450ºC. O objetivo desta fase é permitir que a austenita se transforme isotermicamente em
ausferrita. Deste modo, o tempo necessário dependerá da quantidade de austenita que se pretende
transformar, da temperatura selecionada, da dimensão dos componentes e dos tipos de elementos de liga
presente no material (HARDING, 1986).
O processo de austêmpera pode ser dividido em dois estágios (BALZER, 2003). No estágio I a
austenita ( ) se decompõe em ferrita acicular ( acicular ) e na austenita de alto carbono ( alto carbono),
formando assim a ausferrita. A reação correspondente ao estagio I de transformação é descrita pela
Equação 2.1.
carbonoaltoacicular   Equação 2.1

37
Neste estágio, a formação de ferrita ocorre pelo processo de nucleação e aumento do tamanho de
placas na interface grafita-austenita e nos contornos de grão. Simultaneamente ao crescimento a ferrita
libera carbono, que se aloja em solução sólida na austenita, a qual pode se saturar em função do tempo do
estágio. A saturação da austenita em carbono pode atingir valores entre 1,8% e 2,2% (MAGALHÃES ,
2002), o que reduz a temperatura de transformação martensítica (Ms), mantendo esta austenita saturada
estável à temperatura ambiente.
Com a manutenção do material à temperatura de austêmpera se da início ao segundo estágio de
transformação, o qual se caracteriza por decompor a austenita saturada de carbono em ferrita e
carbonetos, conforme como é descrito na equação 2.2. Esta microestrutura não é desejada já que o
material perde qualidade em suas propriedades mecânicas como a resistência à tração e a ductilidade.
carbonetosacicularcarbonoalto   Equação 2.2
Como já foi descrito a cima, a microestrutura desejada do ADI é a ausferrita, formada por ferrita
acicular e austenita de alto carbono. Esta é obtida no intervalo de tempo, entre o fim do estágio I e o inicio
de estágio II, este período é conhecido como janela do processo. (BALZER, 2003).
2.2.4.3.3 Janela do processo
A janela do processo é o intervalo que separa os dois estágios de transformação da austenita, no qual
se deve completar o estágio I, mas se deve evitar o início do estágio II. Neste intervalo é onde são obtidas
as melhores propriedades mecânicas do ADI e é mostrado esquematicamente na Figura 2.15. Quando o
tempo de tratamento é menor que t1 o estágio I não se completa, o que provoca insuficiente difusão do
carbono na austenita para estabilizar esta fase, e durante o resfriamento até a temperatura ambiente a
austenita não estável se transformará em martensita. A formação da martensita irá aumentar a resistência
e a dureza, mas diminuirá a ductilidade e tenacidade significativamente. (Ductile Iron Data for Design
Engineers) Para tempos maiores que t2 a austenita de alto carbono se decompõe formando carboneto,
fragilizando o metal.

38
Figura 2.15. Representação esquemática da janela de austêmpera (BALZER, 2003)
Em conclusão, tanto a martensita obtida para tempos curtos, quanto os carbonetos, gerados devido há
tempos longos, diminuem a ductilidade e a tenacidade do material. Portanto a escolha correta do tempo de
tratamento é muito importante para que se obtenham as propriedades desejadas. (SEELING, 2009)
Existe uma grande dificuldade para a obtenção de peças em ADI com espessuras variáveis, já que
pode acontecer que nas partes mais delgadas haja ocorrido o fechamento da janela do processo, e em
partes mais grossas ainda não ter completado o estágio I de reação (TARTERA,1985, apud
BLAZER, 2003).
2.2.4.3.4 Influência da temperatura de austêmpera
A temperatura de austêmpera determina a microestrutura final da matriz, por conseguinte, as
propriedades mecânicas finais do ADI. As faixas típicas de temperaturas utilizadas são 240 – 400ºC
(HAYRYNEN, 2002).
Para temperaturas mais altas de austêmpera, é formada a chamada ausferrita superior, que é
caracterizada por ser uma microestrutura grosseira com grande quantidade de austenita retida e sem
presença de carbonetos, o que produz um ADI com excelente ductilidade e propriedades mecânicas. Já na
faixa de temperaturas mais baixas, a microestrutura resultante é denominada ausferrita inferior, a qual é
mais refinada, apresentando maior quantidade e mais finas agulhas de ferrita, dando origem assim a um

39
material com elevada resistência mecânica e ao desgaste. Segundo GUEDES (1996), a temperatura de
transição que separa os dois tipos de ausferrita (superior e inferior) estaria em torno de 350 ºC .
Em tratamento com temperaturas acima de 350 ºC é pouco provável a formação de carbonetos,
devido à grande velocidade de difusão e solubilidade do carbono na austenita. Apresenta-se um 20% a 40
% austenita enriquecida em carbono, e o tamanho grande das agulhas de ferrita é atribuído, segundo
Putatunda (1998), ao maior engrossamento dos grãos de austenita em temperaturas mais elevadas. As
agulhas de ferrita em nucleação crescem até encontrar uma barreira, que são os contornos de grão da
austenita durante as fases iniciais.
Em temperaturas de austêmpera inferiores a 350ºC ocorre precipitação de carbonetos na interface
ferrita – austenita, devido à pouca difusão do carbono na austenita, provocando um elevado teor deste
elemento na ferrita, que como tempo faz precipitar carbonetos nas próprias placas de ferrita, sobrando
pouco carbono para enriquecer a austenita residual .
A temperatura utilizada na austêmpera tem grande influência na janela do processo. O aumento da
temperatura reduz a faixa de tempos para que o estágio 1 se complete, como pode ser visto na Figura 2.16
A partir de certa temperatura pode ocorrer o fechamento da janela de austêmpera, tornando impossível a
obtenção das propriedades ótimas acima dessa temperatura.
Figura 2.16. Janela de processo como uma função da temperatura de austêmpera para temperatura de
austenitização de 900 ºC (ELLIOTT, 1997).

40
2.2.4.3.5 Influência dos elementos de Liga
Os principais elementos de liga para ADI são apresentados na Tabela 2.6. Estes elementos alteram
e/ou deslocam as regiões de formação dos diferentes produtos de transformação da austenita. Isto
possibilita a obtenção de matriz ausferrítica com menores velocidades de resfriamento; fato este muito útil
para peças de grande espessura.
Tabela 2.6. Elementos de ligas recomendados para FFNA (HAYRYNEN, 2002)
Limite recomendado (% em peso)
Manganês
Máxima seção > 13mm – 0,35
Máxima seção < 13mm – 0,50
Cobre 0,80 máx.
Níquel 2,00 máx.
Molibdênio 0,30 máx.
Os elementos de liga promovem um aumento na temperabilidade do material, evitando a formação de
perlita durante o resfriamento. No diagrama TTT do FFNA, as curvas são deslocadas para a direita com o
incremento dos elementos de liga, tal como é mostrado na Figura 2.17. Outro efeito dos elementos de liga
está no aumento da janela do processo, pois causam uma separação do final do estágio I e o início do
estágio II da reação de austêmpera (BALZER, 2003).
Figura 2.17. Diagrama TTT mostrando o efeito da adição de cobre e de molibdênio na temperabilidade de
ferro fundido nodular não ligado. (MAGALHÃES, 1995),
Segundo BALZER (2003), os elementos de liga presentes no ADI podem ser divididos em dois grupos.
O primeiro grupo pode ser encontrado à esquerda do ferro (Fe) na Tabela periódica e são formadores de

41
carbonetos. Este grupo no qual se destacam o manganês, cromo, molibdênio e vanádio, segregam nos
contornos das grãos, gerado áreas ricas nesses elementos.
Silício, níquel, cromo, alumínio fazem parte do grupo II de elementos, e estão localizados ao lado
direito do ferro (Fe) na Tabela periódica e não formam carbonetos. Estes elementos segregam na interface
grafita/metal e também nas dendritas.
Adições de molibdênio influenciam na separação das áreas de reação perlítica e bainítica como é
mostrado na Figura 2.18. Isto permite obter uma estrutura ausferrítica em secções de diâmetros maiores.
Com adições 0,5 % deste elemento, garante-se a não formação de perlita no material, já valores acima
deste, pode gerar, por segregação, carbonetos eutéticos nos contornos das células de solidificações
(MAGALHÃES, 1995),
Figura 2.18. Diagrama TTT de um FFNA ligado para diferentes teores de molibdênio (3.3%C, 2.6% Si,
0.3%Mn) (MAGALHÃES, 1995).
O cobre tem uma influência menor que o molibdênio, sendo necessárias quantidades maiores
deste elemento para ter efeitos semelhantes ao do molibdênio. É importante acrescentar que o cobre não
evita a obtenção de perlita, por mais que seja aumentada a participação deste elemento na liga.
É possível também obter microestruturas ausferríticas com adições de níquel, mas estas devem
ser efetuadas em teores maiores que as de cobre. Altas porcentagens de níquel evita a formação de perlita
em componentes de grandes dimensões.
O teor de manganês influencia na temperabilidade do material, mas dever ser limitado a um
máximo de 0,6% devido a sua forte tendência à segregação e a formar carbonetos intercelulares na
estrutura.

42
O silício permite a formação de uma estrutura ausferrítica. O silício se concentra junto às células
eutéticas e inibe a formação de carbonetos no período de transformação isotérmica. Aumentando o teor de
silício de 2,4 para 3,8%, eleva-se também a resistência à tração, o limite de elasticidade e a resistência
mecânica, permanecendo quase que inalterado o alongamento (BALZER, 2003).
2.2.4.4 ADI aplicados a engrenagens
Desde meados dos anos setenta do século passado, as principais empresas produtoras de ADI,
começaram aplicar este material em componentes comercializados comumente, sobretudo em
componentes da indústria do automóvel. Nos EUA os veículos Pontaic passaram a ser equipados a partir
de 1977 com algumas engrenagens fabricadas em ADI, após teste satisfatórios realizados em taxis de três
cidades diferentes do pais. Desde 1982 a empresa General Motors adotou este material para engrenagens
que equipavam carrinhos e outros veículos. Também a Cadillac aplicou no seus modelos de tração
traseira engrenagens em ADI ( HARDING, 1984 apud MAGALHÃES, 1995)
Em estudos realizados na China, foi realizado uma extensa avaliação de desempenho em serviço de
engrenagens de ADI. Foram instaladas milhares de engrenagens em dez tipos de caminhões, trabalhando
em diferentes estradas e condições de tempo, por aproximadamente sete anos. Muitas engrenagens
estavam trabalhando em caminhões que haviam percorrido mais de 100.000 km, se apresentando, na
época de inspeção em boas condições, não tendo sido relatado qualquer tipo de falha no serviço
YICHENG (1981 apud GUESSER 1985).
A Cummings Engine Co. usou ADI em diversos componentes de motores diesel fabricados pela
empresa (bomba de óleo, bomba de combustível entre outros). Como resultado do intercâmbio entre esta
empresa e a George Fisher (Suíça), a Getrag (alemã) e a Lemont & Getrag (EUA) mais de 150.000
engrenagens fabricadas em FFNA se encontravam em serviço em setembro de 1985. As engrenagens
produzidas substituíram modelos fabricados em aço 4140 (endurecido por indução) e em aços AISI 1022
(forjado e cementado) (MAGALHÃES,1995).
Na França, a Renault desenvolveu testes que contemplaram o ADI tratado a 235ºC em substituição do
aço 17CD4 (Cr-Mo). Concluiu-se que, devidamente tratado com “shoot-peening”, o material era adequado
para a fabricação de pinhões onde fosse requerida uma capacidade de carga mediana (HARDING,1986
apud MAGALHÃES, 1995).

43
2.2.4.5 Propriedades do ADI
Com estudos satisfatórios de substituição de aços por ADI em diferentes aplicações, em especial em
componentes como engrenagens, foi necessário determinar valores de propriedades mecânicas relevantes
para possibilitar projetar esta classe de engrenagens em ADI. É sabido que estas propriedades dependem
da qualidade do material base, dos elementos de liga, tratamento térmico e tratamentos mecânicos
aplicados ao material.
JOHANSSON (1977) realizou ensaios para determinar a resistência à fadiga por flexão e de contato
em engrenagens produzidas em vários materiais. Foram utilizados ferros fundidos nodulares, dentre deles
o austemperado, além de aços fundidos e forjados.
Um trabalho semelhante foi desenvolvido pela British Cast Iron Research (BCIRA), também com
objetivo de fornecer informação para fabricação de engrenagens em ADI (HARDING, (1984 apud
MAGALHÃES, 1995) Os resultados obtidos nos trabalhos citados acima são apresentados nas figuras 2.19
e 2.20 .
Figura 2.19. Resistência à fadiga de contato determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de
materiais (GUESSER, 1985)
Como é mostrado na Figura 2.19, o ADI apresenta uma resistência à fadiga de contato superior às
outras classes de ferros fundidos nodulares, aços fundidos, aços não ligados e de baixa liga. Também se
pode observar que o ADI tem resultados semelhantes a alguns aços forjados nitretados. No que se refere à
resistência á fadiga por flexão (aspecto também muito importante para engrenagens), a Figura 2.20 mostra

44
que o FFNA tem um comportamento similar a aços forjados cementados e nitretados e bem superior que
outros ferros fundidos nodulares.
Figura 2.20. Resistência à fadiga por flexão determinados engrenagens produzidas em diversos tipos de
materias (Guesser, 1985)
2.3 TRATAMENTO TÉRMICO EM ENGRENAGENS
2.3.1 Introdução
O tratamento térmico é um dos passos mais importantes na fabricação de engrenagens, sua
contribuição é de vital importância para o controle dos custos, durabilidade e confiabilidade. Como é
mostrado na Figura 2.21, o tratamento térmico representa cerca de 30% do custo na produção de uma
engrenagem, e se não for compreendido e controlado devidamente, pode ter um impacto significativo em
todos os aspectos do processo de fabricação da engrenagem.
Figura 2.21. Custos para a fabricação de uma engrenagem. (DAVIS, 2005)

45
Dentre os diversos tipos de tratamentos térmicos e termoquímicos realizados em engrenagens,
para melhorar alguma característica específica, pode-se citar: recozimento, normalização, alívio de
tensões, tempera, cementação, nitretação e tempera superficial. Devido á importância da têmpera
superficial realizada pelo método da indução, serão apresentadas a seguir algumas características deste
tratamento superficial.
2.3.2 Têmpera por indução
Quando se deseja endurecer uma engrenagem apenas na superfície, sem alterar a composição
química das camadas superficial, é comum a utilização do processo de têmpera por indução. É possível
fazê-lo por um aquecimento muito rápido, utilizando o princípio da indução eletromagnética por um curto
período, condicionando assim a superfície para endurecimento por têmpera, desde que o aço usado
contenha carbono suficiente para responder ao endurecimento. (RAKHIT, 2000)
Neste processo, o aquecimento rápido é gerado por indução eletromagnética, quando uma
corrente de alta freqüência é passada através de uma bobina em torno de uma engrenagem. A
profundidade da zona aquecida se estende dependendo da freqüência da corrente e da duração do ciclo
de aquecimento. Por causa de um fenômeno elétrico chamado efeito pelicular (skin effect), a profundidade
da área aquecida é inversamente proporcional à freqüência utilizada. Isso significa que quanto mais fina
seja a camada a ser endurecida, maior a freqüência de corrente é necessária. (RAKHIT, 2000)
O tempo necessário para aquecer as camadas superficiais para além da faixa de transformação do
material é questão de poucos segundos. No final do ciclo de aquecimento, o aço geralmente é temperado
por jatos de água que passa através das bobinas indutor seletivo e, portanto, o endurecimento, é realizado
através de um design adequado das serpentinas ou blocos do indutor. (RAKHIT, 2000)
Uma grande variedade de materiais podem ser endurecidos por indução, incluindo aços carbono e
liga (fundidos e forjados), aços inoxidáveis, martensíticos, e ferros fundidos nodular, maleável e cinzento.
Geralmente, os aços com teor de carbono entre 0,35 e 0,50% são adequados para têmpera por indução.
Os aços-liga com mais de 0,5% de carbono são suscetíveis a gerar trincas (RAKHIT, 2000) Alguns dos
materiais de engrenagem mais comuns, que oferecem camadas aceitáveis e boas propriedades do núcleo
após o endurecimento por indução, são aços AISI 1040, 1050, 4140, 4340, 5150.

46
2.3.2.1 Métodos de Tempera por indução
Existem dois métodos básicos têmpera por indução de engrenagens: o endurecimento por bobina
de indução e endurecimento dente a dente (ou por contorno). No endurecimento por bobina é usado um
indutor circular, e os dentes são endurecidos das pontas para baixo. Este método é geralmente limitado
para engrenagens com passo diametral inferiores a 51/" ( módulo = x mm). Já os parâmetros de diâmetro
máximo (De) e a largura da face do dente (F) são os principais limitantes do processo, que depende do
diâmetro das bobinas e da capacidade de kW do equipamento.
Figura 2.22. Métodos básicos têmpera por indução de engrenagens (RAKHIT, 2000)
O método de endurecimento por contorno pode ser aplicado a quase qualquer tamanho de
dente.No entanto, para as engrenagens com passos diametrais aproximadamente de 161/" ( módulo = x
mm) e menores, este método não produz resultados satisfatórios. Em tais casos, o método da bobina de
indução é o mais recomendado.
Conseguir uma adequada temperatura superficial é um passo critico do processo da tempera por
indução, que vai depender da precisão do aquecimento. Este último fator vai depender de um rigoroso
controle de parâmetros como o design da bobina, a entrada de calor e tempo de ciclo. Um baixo
aquecimento tem como resultado uma baixa dureza e pouca profundidade da camada desejada. O
superaquecimento pode causar trincamento. Para um aquecimento eficaz, as freqüências utilizadas para
diferentes passos diametrais de engrenagens são apresentadas na Tabela 2.7.
Tabela 2.7. Freqüências de correntes recomendadas para tempera por indução (RAKHIT, 2000)
Passo diametral Freqüência (KHz)
20 500-1000
10 300-500
8 300-500
6 10-500
4 6-10
2 6-10

47
2.3.2.2 Tempera e revenido
Após o aquecimento por indução, o calor da peça deve ser removido de forma rápida e uniforme
para obter a dureza desejada. A tempera é feita em um meio de resfriamento, capaz de produzir uma
dureza aceitável, mas evitando o trincamento. Usualmente são utilizados com meio de resfriamento a
água, o óleo solúvel, os polímeros, o óleo e o ar. Para o método de bobina de indução, geralmente as
peças são temperadas em um anel refrigeração ou em um meio de refrigeração agitado. Já no método de
endurecimento por contorno, o equipamento consta de um sistema de refrigeração seguido do indutor, mas
também as engrenagens podem ser submersas em um meio de resfriamento.
O revenimento é executado somente quando especificado. No entanto, é uma boa prática revenir
após a têmpera para aumentar a resistência e reduzir a tensão residual e a susceptibilidade a trincas.
2.3.2.3 Profundidade e dureza da camada endurecida
Ao longo do endurecimento superficial por indução, deve-se ter presente dois parâmetros
importantes que são: a freqüência e a densidade de potência de energia elétrica e o tempo de duração;
estes acabam controlando a dureza da superfície e profundidade da camada. A dureza superficial também
é função do teor de carbono, elementos de liga, massa da engrenagem e parâmetros específicos da
tempera.
Geralmente a dureza atingida está na faixa de 53 a 55 HRc. A dureza do núcleo é estabelecida
pela têmpera e revenido antes do endurecimento por indução. A Tabela 2.8 mostra as profundidades das
camadas normalmente obtidas com o processo de têmpera por indução.
Tabela 2.8. Freqüências de correntes versus profundidade da camada (RAKHIT, 2000)
Freqüência, KHz Profundidade da camada, mm (in)
3 3,81 (0,150)
10 1,52 - 2 (0,06 – 0,08)
500 0,51 - 1 (0,02 – 0,04)
1000 0.25 – 0.51 (0.01 – 0.02)

48
2.4 MODOS DE FALHA DE ENGRENAGENS
Engrenagens podem falhar de muitas maneiras diferentes. Com exceção de um aumento no nível
de ruído e vibração; muitas vezes não há como perceber os danos e a propagação destes até que uma
falha total ocorra. Em geral, cada tipo de falha deixa indícios característicos nos dentes da engrenagem, e
uma análise detalhada geralmente fornece informação suficiente para estabelecer a causa da falha. Apesar
da variedade de maneiras em que as engrenagens falham, devido á grande preocupação no
dimensionamento destes componentes, falhas no serviço de engrenagens são relativamente raras
(ALBAN, 1985)
2.4.1 Classificação dos modos de falha de engrenagens
Os modos de falha de engrenagens podem se classificadas de diferentes maneiras. A Tabela 2.9,
desenvolvida pela AGMA, apresenta uma classificação com 36 diferentes modos de falha em
engrenagens, optou-se por manter os termos técnicos em inglês, por serem eles mais representativos no
momento e estão dívidas em sete grandes categorias:
 Desgaste
 Deformação plástica
 Fadiga de contato
 Ruptura (trincas)
 Fratura
 Fadiga por flexão
 Trincamento
MERRIT (1971), em seu estudo “Gear Engineering”, apresenta vinte e cinco motivos pelos quais os
dentes de uma engrenagem pode se deteriorar quando esta em serviço. Entre os motivos mais importantes
se destaca as condições reais de funcionamento da engrenagem, que ao longo do funcionamento superam
as perspectivas para quais foi projeta, tendo como causas erros na concepção, onde não se teve presente
possíveis vibrações imprevista e/ou sobrecargas no sistema.

49
Tabela 2.9. Nomenclatura dos modos de falhas de engrenagens recomendado pela AGMA
Categoria Modos de falha
Wear Adhesion
Abrasion
Polishing
Corrosion
Fretting Corrosion
Scaling
Cavitation
Erosion
Elictrical Discharge
Rippling (a)
Scuffing Mild Scuffing
Moderate Scuffing
Severe Scuffing
Plastic deformation Indentation
Cold Flow
Hot Flow
Rolling
Tooth hammer
Rippling (a)
Ridging
Burr
Root Fillet Yielding
Tip-to-root interference
Contact Fatigue Pitting(macropitting)
Initial
Progressive
Flake
Spall
Micropitting
Subcase fatigue
Cracking Hardening craks
Grinding craks
Rim and web cracks
Case/core separation
Fatigue cracks
Fracture Brittle fracture
Ductile Fracture
Mixed mode fracture
Tooth shear
Fracture after plastic
deformation
Bending Fatigue Low-eyele fatigue
High-eyele fatigue
Root Fillet cracks
Profile cracks
Tooth end cracks
ALBAN (1985) classificou as falhas de engrenagem em quatro grupos:
 Fadiga: contato superficial (pitting e spalling), contato de rolamento, flexão e fadiga térmica;
 Impacto: Flexão, cisalhamento, lascamento e torção;
 Desgaste: Abrasivo e Adesivo;
 Ruptura: Externa e interna.

50
Errichello (1992) classificou as falhas de engrenagem em dois grandes grupos:
 Falhas relacionadas pela falha na lubrificação (incluem sobrecarga e flexão);
 Falhas relacionadas com a presença de lubrificação (incluem fadiga Hertziana, desgaste e
scuffing).
Considerando que neste trabalho o tipo de dano estudado está relacionado com o fenômeno da
fadiga, serão apresentadas a seguir informações sobre este tipo de dano, muito comum nas engrenagens.
2.4.2 Danos por fadiga
A fadiga é uma redução gradual da capacidade de carga do componente, pela ruptura lenta do
material, conseqüência do avanço infnisitesimal das fissuras que se formam no seu interior. As cargas
variáveis, sejam cíclicas ou não, fazem com que ao menos alguns pontos, apresentem deformações
plásticas também variáveis com o tempo. Estas deformações levam ao material a uma deterioração
progressiva, dando origem a uma trinca, a qual se propaga até atingir um tamanho critico suficiente para a
ruptura final do componente. (1,Apostila fadiga)
2.4.2.1 Fadiga por flexão
As origens das falhas por fadiga por flexão são normalmente imperfeições na superfície da raiz do
dente (marcas de usinagem) ou inclusões não metálicas presentes próximos á superfície. Para aços
carbono, geralmente usado para a fabricação de engrenagens, quando a trinca chega a seu tamanho
crítico, ela se propaga fragilmente e provoca a fratura na raiz do dente da engrenagem
Este tipo de falha tem uma natureza progressiva e resultam da propagação de trincas provocadas
pela indução de tensões que ultrapassam o valor limite de resistência à fadiga do material, podendo ser
muito inferiores à própria tensão de cedencia do material (MAGALHÃES 2002).
Também é possível que as trincas sejam geradas por sobrecargas aplicadas inesperadamente na
engrenagem, igualmente pode ser provocadas por tensões cisalhantes subsuperficiais, neste caso a trinca
é gerada no interior do material, quase sempre devido pequenos defeitos da estrutura metalúrgica do

51
material. Finalmente outros fatores que podem determinar a ocorrências desta trincas são um mal
dimensionamento da engrenagem, erro de alinhamento entre os dentes, defeitos no perfil do dente
causando uma deficiente distribuição de carga.
MAGALHÃES (2002) apresenta na Figura 2.23, a superfície de fratura de três dentes de uma
engrenagem de ADI. Distingue-se a presença de um defeito metalúrgico (rechupe) (1) que se estende em
uma extensão superior à da largura da base de um dente, o defeito intercepta o pé do dente I (2) e,
provavelmente foi o local de iniciação da trinca de fadiga por flexão. Nas zonas escuras (3) a trinca teve um
crescimento progressivo e finalmente a zonas claras (4), onde ocorreu a ruptura final dos dentes, a fratura
é predominantemente frágil. Este exemplo mostra como pode ser grave a presença de defeitos na matriz
do um material, neste caso ADI, sobretudo quando estes se situam em zonas críticas dos dentes das
engrenagens.
Figura 2.23. Superfícies de fratura visíveis de uma coroa de ADI, na qual ocorreu a ruptura de três dentes
por defeito de fadiga de flexão. (MAGALHÃES 2002).

52
2.4.2.2 Fadiga de contato
A fadiga de contato é um defeito pontual que ocorre em uma superfície sujeita à tensões hertzianas
alternadas, produzidas sob condições controladas de rolamento e deslizamento em condições de carga
(HYDE, 1996). Além de trincas, a fadiga de contato pode provocar em alterações microestruturais,
incluindo alterações no teor de austenita retida, alívio ou intensificação de tensões de residuais e
transformação martensítica.
Quando o deslizamento se impõe ao rolamento, as forças tangenciais e o gradiente térmico, causado
pelo atrito, alteram a magnitude e distribuição das tensões na região da área de contato, o que faz com que
os esforços cisalhantes alternados aumentem em magnitude e sejam movido para mais perto da superfície.
Deste modo, a iniciação de trincas de fadiga de contato em dentes de engrenagens, que são sujeitas a
quantidades significativas de deslizamento, encontram-se próximas ás superfície do material. Estas trincas
se propagam em um ângulo raso até a superfície, e a formação de pites (pits) são o resultado da junção de
varias trincas que se conectam até a superfície. Se o “pitting” for grave, a resistência à flexão do dente
pode ser reduzida até o ponto em que uma fratura pode ocorrer.
O pitting mostrado na Figura 2.24 é um termo geral que inclui formas de fragmentação e outros danos
macroscópicos na superfície do material, causados pela fadiga de contato hertzianas. Este tipo de dano é o
resultado do crescimento de trincas subsuperfíciais, que podem ter sua origem na superfície ou
subsuperfície do material.
Figura 2.24. Precença de pitting em um dente de uma engrenagen helicoidal (DAVIS, 2005)

53
Além de ser umas das principais causas de danos ou desgaste em engrenagens, a fadiga de
contato é também muito importante em muitos outros sistemas mecânicos, como rolamentos e cames
(HARDING, 1986). A Tabela 2.10 apresenta uma terminologia utilizada pela indústria de engrenagens, para
descrever a aparência da fratura de fadiga de contato em componentes defeituosos.
Tabela 2.10. Terminologia usada para descrever os mecanismos de falha por fadiga de contato. (DAVIS,
2005)
Categoria Mecanismo de fadiga
Pitting Pitting
Pitting inicial
Pitting destrutivo
Spalling
Scabbing
Shelling
Micropitting Microspalling
Frosting
Glazing
Peeling
2.5 ENSAIO DE DESGASTE TIPO "FZG"
A máquina de ensaio tipo FZG é um equipamento concebido pelo instituto FZG, da universidade
Técnica de Munique, Alemanha. Tem como objetivo permitir teste de óleos lubrificantes com a finalidade de
avaliar a capacidade de carga destes últimos na proteção da superfície de dentes de engrenagens. Com
algumas modificações nos estágios de carga e de velocidade de ensaio, também é possível estudar o
comportamento de diversos materiais, desde que se garanta a semelhança entre as condições dos
ensaios.
Na máquina FZG é possível realizar testes de scuffing, de pitting ou de micropitting, conforme a
aplicação desejada. A resistência á estes tipos de danos, sob condições de carga e tempo determinados,
permitem comparar e fazer uma classificação da eficácia dos óleos lubrificantes testados. Igualmente,
nestes ensaios pode-se estudar o desempenho de materiais que serão usados para fabricação de
engrenagens, já que as condições de funcionamento desde elementos mecânicos são praticamente
impossíveis de simular em máquinas de ensaios mais simples como os tradicionais tribômetros pino-
contra-disco ou disco-disco (MAGALHÃES 2002).

Comparação da resistência ao desgaste por fadiga de contato de engrenagens fabricadas em aço AISI 4140 e ferro fundido nodular austemperado

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