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PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DE MINAS GERAIS
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
Carlos Alberto de Sousa Neves
INFLUÊNCIA DE PARAMETROS DE USINAGEM NA TENSÃO RESIDUAL E
MICROGEOMETRIA NA FABRICAÇÃO DE ENGRENAGEM HELICOIDAL
Belo Horizonte
2019
Carlos Alberto de Sousa Neves
INFLUÊNCIA DE PARAMETROS DE USINAGEM NA TENSÃO RESIDUAL E
MICROGEOMETRIA NA FABRICAÇÃO DE ENGRENAGEM HELICOIDAL
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica da Pontifícia
Universidade Católica de Minas Gerais, como
requisito parcial para obtenção do Título de Mestre
em Engenharia Mecânica.
Orientador: Prof. Dr. José Rubens Gonçalves
Carneiro
Coorientador: Prof. Dr. Gilmar Cordeiro da Silva
Área de concentração: Processo de Fabricação
Belo Horizonte
2019
FICHA CATALOGRÁFICA
Elaborada pela Biblioteca da Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais
Neves, Carlos Alberto de Sousa
N519i Influência de parâmetros de usinagem na tensão residual e microgeometria
na fabricação de engrenagem helicoidal / Carlos Alberto de Sousa Neves. Belo
Horizonte, 2019.
162 f. : il.
Orientador: José Rubens Gonçalves Carneiro
Coorientador: Gilmar Cordeiro da Silva
Dissertação (Mestrado) – Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais.
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica
1. Tensões residuais. 2. Engrenagens. 3. Revestimentos. 4. Ligas de aço. 5.
Aço - Tratamento térmico. 6. Raios X - Difração. I. Carneiro, José Rubens
Gonçalves. II. Silva, Gilmar Cordeiro da. III. Pontifícia Universidade Católica de
Minas Gerais. Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica. IV. Título.
CDU: 621.7
Ficha catalográfica elaborada por Fabiana Marques de Souza e Silva - CRB 6/2086
Carlos Alberto de Sousa Neves
INFLUÊNCIA DE PARAMETROS DE USINAGEM NA TENSÃO RESIDUAL E
MICROGEOMETRIA NA FABRICAÇÃO DE ENGRENAGEM HELICOIDAL
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica da Pontifícia
Universidade Católica de Minas Gerais, como parte
dos requisitos para obtenção do título de Mestre em
Engenharia Mecânica.
______________________________________________________
Prof. Dr. José Rubens Gonçalves Carneiro (Orientador) – PUC Minas
______________________________________________________
Prof. Dr. Gilmar Cordeiro da Silva (Coorientador) – PUC Minas
______________________________________________________
Prof. Dr. Pedro Paiva Brito – PUC Minas
______________________________________________________
Prof. Dr. Jefferson José Vilela - (Banca Examinadora Externa)
Belo Horizonte, 31 de julho de 2019.
Dedico este trabalho à minha amada esposa Elaine e
ao meu filho Petrus Emanuel.
AGRADECIMENTOS
Primeiramente a Deus Pai, a Jesus Filho e ao Espírito Santo por ter me dado o fôlego
de vida até aqui para o cumprimento de mais esta vitória em minha vida. “Todo ser que
respira, louve ao Senhor”. Portanto, primeiramente, glória, louvor e honra ao Pai Eterno.
À minha amada e querida esposa, Elaine Sousa, que sempre me despertou para os
estudos. Se estou obtendo esta conquista, devo muito, mas muito mesmo a ela, que sempre
acreditou no meu potencial. “Mulher virtuosa, quem a achará?!”, eu achei e, por isso, sou
muito bem-aventurado!
Aos meus pais que, de modo peculiar, me incentivaram a sempre prosseguir. Eles têm
esse poder de, quase anonimamente, estimular minha motivação na busca de ser alguém
sempre melhor.
Ao Prof. Dr. José Rubens e ao Prof. Dr. Gilmar Cordeiro, não somente pela orientação
e pelo suporte desprendidos nessa minha etapa acadêmica, mas também por toda minha
formação como Engenheiro Mecânico. Muito obrigado por tudo!
Ao amigo, Prof. Dr. Paulo Sérgio Martins, pelo incentivo e pela ajuda em tudo o que
precisei. Obrigado pela disponibilidade e por todas as oportunidades que você me deu para o
meu crescimento profissional.
Ao Sr. Vicente Paz, um agradecimento especial, não somente pelas contribuições
nessa caminhada rumo à conclusão do Mestrado, mas, principalmente, pelos 22 anos de
trabalho na Fiat Chrysler Automobiles - FCA- e por todos os ensinamentos. Um profissional
de excelência, um mentor em processos de fabricação de engrenagem, que está sempre
disposto a dar todo auxílio técnico, de forma generosa, a todos que o circunda, e não foi
diferente nessa etapa da minha vida acadêmica. Aos demais amigos e colegas da FCA: se
fosse citar os nomes aqui, estes seriam muitos e, talvez, até me esquecesse de alguém,
portanto, a todos, o meu muito obrigado, seja no suporte para a construção das amostras, seja
nas análises para caracterização dos materiais seja no processo de tratamento termoquímico e
nas análises de tensão residual dos materiais ou na afiação de ferramentas e controle
dimensional das engrenagens.
Não poderia deixar de agradecer à Fiat Chrysler Automobiles, especificamente à
Industrial Transmissões e à PUC Minas pela base para a conquista deste objetivo.
“Bem-aventurado aquele que teme ao Senhor e anda
nos seus caminhos. Pois comerás do trabalho das
tuas mãos; feliz serás, e te irá bem. A tua mulher
será como a videira frutífera ao lado da tua casa; os
teus filhos como plantas de oliveira à roda da tua
mesa. Eis que assim será abençoado o homem que
teme ao Senhor. O Senhor te abençoará desde Sião,
e tua verás o bem de Jerusalém em todos os dias da
tua vida. E verás os filhos de teus filhos, e a paz
sobre Israel”.
Salmos 128 – Bíblia Sagrada
RESUMO
Nos processos de fabricação de engrenagens na indústria automotiva, existem várias etapas de
construção as quais podem provocar níveis de distorção na geometria do dente. Dentre elas, o
foco muitas vezes está atrelado ao processo de tratamento termoquímico, que deveria
assegurar baixos níveis de distorções na microgeometria devido ao seu alto nível de precisão
mecânica. Em processos de fabricação de engrenagem onde se tem os erros de perfil e hélice
definidos em operações que antecedem o tratamento termoquímico é desafiador para um
projetista de processo assegurar os níveis de qualidade do dente. Mesmo que a experiência
possa prever os níveis de distorções após o processo de carbonitretação, ela se torna limitada
haja vista a complexidade para se controlar esse fenômeno. Esta complexidade se dá pela
própria natureza inerente ao processo termoquímico, como também pelas hipóteses de níveis
de tensão residual gerados nas operações de fabricação do dente da engrenagem antes desse
processo, tais como o Hobbing e o Shaving. Além desses fatores, tem-se uma variável
associada ao material de construção de engrenagem, geralmente liga de aço, que possui
estrutura ferrita/perlita e suas memórias de tensão residual oriundas do processo de
forjamento. Este projeto experimental aborda um estudo da influência de alguns fatores no
processo de fabricação de engrenagem e a microestrutura da liga de aço, nos níveis de
distorções geométricos no perfil e hélice. Todos os experimentos foram realizados em um
processo de manufatura controlada, observando o comportamento de parâmetros
microgeometricos em cada fase de fabricação, os níveis de tensão residual impresso no dente,
a potência de corte exigida no processo Hobbing e avaliada a influência da microestrutura
ferrita/perlita nos processos Hobbing, Shaving e após a carbonitretação. Estas análises foram
realizadas em dois tipos de microestrutura de amostras de aço liga DIN 19MnCr5. Todas as
análises de tensão residual em cada fase do processo de fabricação foram mensuradas através
do método de difração de Raio-X e a microgeometria avaliada em um tridimensional Wenzel.
Os níveis de tensões residuais não foram apenas medidos na superfície do dente, além disso,
estudou-se a taxa de variação desses níveis ao longo da profundidade do dente em direção ao
seu núcleo. Essas observações permitem que decisões importantes no processo de fabricação
possam ser tomadas afim de propiciar melhorias no produto e processo no que tange aos
parâmetros de perfil e hélice além de poder tomar decisões para otimização dos processos de
fabricação.
Palavras-chave: Tensão Residual. Velocidade de corte. Avanço. Material. Engrenagem.
ABSTRACT
In the gear production process of the automotive industry, several construction steps can
cause distortions in the tooth geometry. Among them, the focus is often linked to the
thermochemical treatment process, which should ensure low levels of microgeometry
distortion due to the high level of mechanical accuracy requested. In gear manufacturing
processes, where the profile and helix errors are defined prior than the thermochemical
treatment, is challenging for a process designer ensures tooth quality levels. Even if there is
experience to predict distortion levels after the heat treatment, it becomes limited due to the
complexity to control this phenomenon. That complexity occurs either by the features
inherent to the thermochemical process or by the hypotheses of residual stress levels
generated in the operations of gear’s teeth manufacturing that happens before the
thermochemical process, such as Hobbing and Shaving. In addition to those points, there is a
variable associated with the gear building material, usually steel alloy, which has a ferrite /
perlite structure and its residual stress memories from the forging process. This experimental
project deals with a study of the influence of some factors in the process of construction and
finishing of gear tooth and the microstructure of the steel alloy on the profile and helix
geometric distortions levels. All the experiments processes was carried out in a controlled
manufacturing process, observing the behavior of microgeometric parameters in each
manufacturing phase, the levels of tooth residual stress, the cutting power required by the
Hobbing process and evaluated the influence of the ferrite / perlite microstructure for
Hobbing, Shaving and carbonitriding processes. The analysis was performed in samples of
DIN 19MnCr5 alloy steel whose microstructures are different. All residual stress analyzes at
each stage of the manufacturing process were measured by the X-ray diffraction method and
the microgeometry evaluated in a CMM (coordinate measuring machine) Wenzel. The
residual stress levels were not only measured on the tooth surface, in addition it was studied
the rate of variation of these levels along the tooth depth towards its core. That conclusion
allows that important decisions in the manufacturing process can be taken in order to provide
improvements on the product and process respecting the profile and helix parameters allowing
to take decisions in order to optimize manufacturing processes.
Keywords: Residual stress. Cutting speed. Feeding. Material. Gear.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Par de engrenagens helicoidais – Eixo e Coroa Cilíndrica ..................................... 40
Figura 2 – Ilustração do perfil (evolvente) A ........................................................................... 41
Figura 3 – Ilustração do perfil (evolvente) B ........................................................................... 42
Figura 4 – Hélice de uma engrenagem ..................................................................................... 42
Figura 5 – Direção das hélices – Esquerda e Direita ................................................................ 43
Figura 6 – Desvios do perfil evolvente ..................................................................................... 45
Figura 7 – Desvios de hélice..................................................................................................... 46
Figura 8 – Sistema de medição de engrenagens – Evolventímetro Wenzel WGT 350 ............ 47
Figura 9 – Geração de um diagrama de controle do perfil evolvente A ................................... 48
Figura 10 – Geração de um diagrama de controle do perfil evolvente B ................................. 48
Figura 11 – Divisões de um diagrama de controle do perfil evolvente .................................... 49
Figura 12 – Geração de um diagrama de controle do perfil evolvente C ................................. 49
Figura 13 – Medição do perfil evolvente de 4 dentes A ........................................................... 50
Figura 14 – Medição do perfil evolvente de 4 dentes B ........................................................... 51
Figura 15 – Geração de um diagrama de controle de hélice A................................................. 52
Figura 16 – Geração de um diagrama de controle de hélice B ................................................. 53
Figura 17 – Medição de hélice de 4 dentes A........................................................................... 53
Figura 18 – Medição de hélice de 4 dentes B ........................................................................... 54
Figura 19 – Exemplo de processo de fabricação de engrenagem ............................................. 57
Figura 20 – Fresamento de dentes com fresa tipo Hob ............................................................ 58
Figura 21 – Fresa a caracol (Tipo Hob) .................................................................................... 59
Figura 22 – Forças de corte previstas durante geração de cavaco ............................................ 60
Figura 23 – Processo de rasqueteamento (Shaving) ................................................................. 61
Figura 24 – Indicação dos pontos de contato entre engrenagem e a ferramenta ...................... 62
Figura 25 – Indicação das forças atuantes em cada ponto de contato ...................................... 63
Figura 26 – Comparação entre os procedimentos de rasqueteamento (Shaving) ..................... 64
Figura 27 - Princípio do processo mecânico de “shot peening” ............................................... 68
Figura 28 – Efeitos da Tensão Residual em Componentes Mecânicos e Eletrônicos .............. 71
Figura 29 – Ilustração de fatores físicos que impactam nas distorções de engrenagens .......... 72
Figura 30 – Ilustração de uma célula primitiva com os seus vetores de base .......................... 74
Figura 31 - 14 células de Bravais ............................................................................................. 75
Figura 32 – Difração de raios-X em cristal não deformado ..................................................... 76
Figura 33 – Geometria de Bragg para a reflexão por planos cristalográficos sucessivos ........ 77
Figura 34 – Difração de raios x em cristal deformado ............................................................. 78
Figura 35 – Distâncias interplanares no estado inicial (a) e sob carga (b) ............................... 79
Figura 36 – Ilustração de diferentes ângulos [ψ] ...................................................................... 80
Figura 37 – Fluxograma da metodologia aplicada nos experimentos ...................................... 83
Figura 38 – Modelo de eixo secundário para aplicações automotivas ..................................... 83
Figura 39 - Fresa a caracol empregada para construção das amostras deste estudo ................ 84
Figura 40 – Fluxograma das etapas experimentais ................................................................... 85
Figura 41 – Desenho esquemático matriz do plano experimental ............................................ 86
Figura 42 – Processo Hobbing – Fresadora de engrenagem Gleason ...................................... 87
Figura 43 Processo Shaving – Raspadora de engrenagem Hurth ............................................. 87
Figura 44 – Processo Carbonitretação – Forno contínuo ......................................................... 88
Figura 45 – Fresa a caracol tipo Hob empregada nos experimentos ........................................ 88
Figura 46 – Faca Shaving empregada nos experimentos ......................................................... 89
Figura 47 – Potência Efetiva – Painel CNC Dentadora Gleason ............................................. 90
Figura 48 – Sistema de medição de engrenagens – Evolventímetro Wenzel WGT 350 .......... 90
Figura 49 – Difratômetro de raio-X .......................................................................................... 91
Figura 50 – Condição de difração para Ferrita ......................................................................... 92
Figura 51 – Preparação das amostras para análise de tensão residual ...................................... 93
Figura 52 – Equipamento Magnatest 3.610 .............................................................................. 95
Figura 53 – Amostra padrão G5 ............................................................................................... 95
Figura 54 – Amostras G1 a G5 enviadas para laboratório químico e metalúrgico .................. 97
Figura 55 – Fases de preparação das amostras para o estudo ................................................... 98
Figura 56– Equipamentos utilizados para os ensaios Laboratoriais nos Corpos de Prova
– G1 a G5 ............................................................................................................... 99
Figura 57 – Microestrutura da amostra G4 do aço DIN 19MnCr5 ........................................ 101
Figura 58 – Microdureza com carga de 98 mN na Ferrita e Perlita da amostra G4 ............... 102
Figura 59 – Microestrutura da amostra G2 do aço DIN 19MnCr5 ........................................ 103
Figura 60 – Imagem por elétrons secundários MEV da amostra G2...................................... 103
Figura 61 – Microdureza com carga de 98 mN na Ferrita e Perlita da amostra G2 ............... 104
Figura 62 – Valor de Potência obtido na tela do CNC da Fresadora Gleason ....................... 108
LISTA DE TABELAS
Tabela 1– Composição química dos aços utilizados na fabricação de engrenagem, em
percentagem em peso ............................................................................................. 56
Tabela 2 - Dados da fresa a caracol .......................................................................................... 85
Tabela 3 - Parâmetros de difração utilizados – Aço Ferrítico .................................................. 92
Tabela 4 – Dados das amostras segregadas por corrente parasita (Magnatest) ........................ 96
Tabela 5 – Dados das amostras da análise da composição química do aço DIN 19MnCr5 ... 100
Tabela 6 - Resultado da análise metalográfica das amostras G1 a G4 do aço DIN
19MnCr5 .............................................................................................................. 100
Tabela7 – Resultado da análise da Microdureza da amostra G4 do aço DIN 19MnCr5 ........ 102
Tabela 8 – Resultado da análise da Microdureza da amostra G2 do aço DIN 19MnCr5 ....... 105
Tabela 9 – Dados de Velocidade de Corte (Vc) das amostras G2 e G4 do processo
Hobbing com avanço constante (f=2,2mm/rot) ................................................... 106
Tabela 10 – Dados de Avanço [f] das amostras G2 e G4 do processo Hobbing com
Velocidade de Corte constante [V_c =170 m\min] ............................................. 107
Tabela 11 – Dados dimensionais de perfil evolvente e hélice no processo Hobbing ............. 108
Tabela 12 – Dados dimensionais de perfil evolvente e hélice no processo Shaving.............. 110
Tabela 13 – Dados dimensionais de perfil evolvente e hélice no processo de
carbonitretação ..................................................................................................... 111
Tabela 14 – Dados das amostras G2 e G4 – Correlação das variáveis [Vc], [f], Potência
Efetiva e Tensão Residual (IC = ±50 MPa) ......................................................... 112
Tabela 15 – Tensão residual na direção radial e sentido ao núcleo do dente nos
processos Hobbing, Shaving e Carbonitretadas................................................... 114
LISTA DE GRÁFICOS
Gráfico 1 – Teste de normalidade das amostras G2 e G4 [Vc] x [W] .................................... 116
Gráfico 2 – Teste de normalidade das amostras G2 e G4 [f] x [W] ....................................... 117
Gráfico 3 – Potência de corte [W] em função do material e velocidade de corte [V_C] ....... 118
Gráfico 4 – Potência efetiva [W] de corte em função do material e Avanço [f] .................... 118
Gráfico 5 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_fα] versus velocidade de
corte [V_C]- Processo Hobbing........................................................................... 119
Gráfico 6 – Dados de erro angular do perfil evolvente [f_Hα] versus velocidade de corte
[V_C]- Processo Hobbing.................................................................................... 120
Gráfico 7 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus velocidade de corte [V_C]-
Processo Hobbing ................................................................................................ 121
Gráfico 8 – Dados de erro de inclinação da hélice [f_Hβ] versus velocidade de corte
[V_C] -Processo Hobbing.................................................................................... 121
Gráfico 9 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_fα] versus avanço [f]-
Processo Hobbing ................................................................................................ 122
Gráfico 10 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_Hα] versus avanço [f] –
Processo Hobbing ................................................................................................ 123
Gráfico 11 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus avanço [f]- Processo
Hobbing ............................................................................................................... 123
Gráfico 12 – Dados de erro de inclinação da hélice [f_Hβ] versus avanço [f]- Processo
Hobbing ............................................................................................................... 124
Gráfico 13 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_fα] versus material –
Processo Shaving ................................................................................................. 125
Gráfico 14 Dados de erro de inclinação do perfil evolvente [f_Hα] versus material –
Processo Shaving ................................................................................................. 126
Gráfico 15 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus material – Processo
Shaving ................................................................................................................ 127
Gráfico 16 – Dados de erro de forma da hélice [f_Hβ] versus material – Processo
Shaving ................................................................................................................ 128
Gráfico 17 – Dados de erro de forma do perfil [f_fα] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado ......................................................... 129
Gráfico 18 – Dados de erro de inclinação do perfil [f_Hα] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado ......................................................... 130
Gráfico 19 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado ......................................................... 131
Gráfico 20 – Dados de erro de inclinação da hélice [f_Hβ] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado ......................................................... 132
Gráfico 21 – Análise Difratômetro [d] x [〖sen〗^2 ψ] Amostra G2 08 – Processo
Shaving ................................................................................................................ 133
Gráfico 22 – Ângulo de difração [ψ] x ângulo [2θ] – Processo Shaving ............................... 134
Gráfico 23 – Intensidade x ângulo [2θ] – Processo Shaving .................................................. 134
Gráfico 24 – [d] x [〖sen〗^2 ψ] Amostra G2 08 – Processo Hobbing .................................... 135
Gráfico 25 – Ângulo de difração [ψ] x ângulo [2θ] – Processo Hobbing .............................. 135
Gráfico 26 – Intensidade x ângulo [2θ] – Processo Hobbing ................................................. 136
Gráfico 27 - Tensão residual x [V_c] após processo de Hobbing .......................................... 136
Gráfico 28 - Tensão residual x [f] após processo de Hobbing ............................................... 137
Gráfico 29 - Tensão residual para as amostras G2 e G4 após processo de Shaving .............. 138
Gráfico 30 – Distribuição normal da tensão residual a 0,08mm de profundidade da
superfície do dente ............................................................................................... 139
Gráfico 31 - Tensão residual a 0,08mm para as amostras após processo de Hobbing ........... 139
Gráfico 32 – Taxa de variação da tensão residual a um 0,10mm da profundidade do
dente ..................................................................................................................... 140
LISTA DE SÍMBOLOS
Ângulo de inclinação do Cavaco
Ângulo de saída do cavaco
Diâmetro da peça (mm) [mm]
f Avanço por rotação mm/ver [mm/rot]
pa Profundidade de corte (mm) [mm]
cv Velocidade de corte (m/min) [m/min]
α Ângulo de perfil evolvente mm
β Ângulo de hélice [µm]
𝐹𝛼 Erro total do perfil [µm]
𝑓𝐻𝛼 Erro angular do perfil [µm]
𝑓𝑓𝛼 Erro de forma do perfil [µm]
𝐹𝛽 Erro total de hélice [µm]
𝑓𝐻𝛽 Erro angular de hélice [µm]
𝑓𝑓𝛽 Erro de forma de hélice [µm]
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
CB Círculo Base
CP Círculo Primitivo
DIN Deutsches Institut fur Normung
HB Hardness Brinell
HV Hardness Vickers
ISO International Standard Organization
CNC Comando numérico computadorizado
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 33 1.1 Justificava ................................................................................................................ 36 1.2 Objetivos .................................................................................................................. 36 1.2.1 Objetivo geral ........................................................................................................... 36 1.2.2 Objetivos específicos ................................................................................................ 36
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................................. 39 2.1 Engrenagem ............................................................................................................ 39 2.1.1 Conceito geral .......................................................................................................... 39 2.1.2 Engrenagens helicoidais e paralelas........................................................................ 40 2.1.3 Microgeometria de um dente de engrenagem .......................................................... 43
2.1.3.1 Erros de perfil evolvente .......................................................................................... 43 2.1.3.2 Erros de hélice ......................................................................................................... 45 2.1.4 Inspeção dimensional de um dente de engrenagem ................................................. 47
2.1.4.1 Inspeção do Perfil Evolvente ................................................................................... 48 2.1.4.2 Inspeção da hélice ................................................................................................... 51 2.1.4.2.1 Desvio total da linha de flancos ................................................................................ 52
2.1.4.2.2 Desvio angular da linha de flancos ........................................................................... 52
2.1.4.3 Material de fabricação de engrenagem .................................................................. 54
2.2 Processo de fabricação de engrenagem ................................................................ 56 2.2.1 Tipos de processo ..................................................................................................... 56
2.2.2 Sequenciamento lógico de um processo de engrenagem ......................................... 56 2.2.3 Fresamento dos dentes ............................................................................................. 57
2.2.3.1 Hobbing .................................................................................................................... 57 2.2.4 Acabamento de dentes .............................................................................................. 60
2.2.4.1 Shaving..................................................................................................................... 60 2.2.4.1.1 Procedimentos de trabalho no Shaving ..................................................................... 63
2.2.4.1.2 Velocidade e avanço de corte para Shaving ............................................................. 65
2.2.5 Processo de Tratamento termoquímico .................................................................... 65 2.2.6 Processo de Shot Peening ........................................................................................ 68 2.2.7 Tensões residuais em processos de fabricação de engrenagens .............................. 69
2.2.7.1 Processos de Medições de tensões superficiais – Difratômetro Raios-X ............... 74
3 METODOLOGIA................................................................................................... 83 3.1 Definição do Material ............................................................................................. 83
3.2 Definição da Ferramenta ....................................................................................... 84 3.3 Definição do escopo: Análise das etapas experimentais ...................................... 85 3.4 Critérios de estudo e separação de amostras ....................................................... 89
4 EXPERIMENTAÇÃO ........................................................................................... 95
4.1 Caracterização do material ................................................................................... 95 4.1.1 Dados das análises do material ............................................................................... 99
4.1.1.1 Análise da Composição Química ............................................................................ 99
4.1.1.2 Análise Metalográfica ........................................................................................... 100 4.1.2 Dados das Potências de Usinagem em função das variáveis estudadas................ 105 4.1.3 Dados dimensionais do perfil e hélice do dente ..................................................... 108 4.1.4 Tensões residuais do dente ..................................................................................... 112
4.1.4.1 Dados de tensões na superfície do dente............................................................... 112
4.1.4.2 Dados de tensões na direção radial e sentido ao núcleo do dente ....................... 113
5 ANÁLISE E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS ............................................. 115
5.1 Influência da velocidade de corte [𝑽𝒄], avanço [f] e material na potência de
corte [W] ................................................................................................................ 115
5.2 Influência do material e dos parâmetros de corte nas distorções
microgeométricas do perfil (Evolvente) e hélice do dente ................................ 119 5.2.1 Distorções microgeométricas em função da velocidade de corte e material –
processo Hobbing ................................................................................................... 119 5.2.2 Distorções microgeométricas em função do avanço [f] e material – processo
Hobbing .................................................................................................................. 122
5.2.3 Distorções microgeométricas em função do material – processo Shaving ............ 124 5.2.4 Distorções microgeométricas em função do material – processo de Tratamento
Termoquímico Carbonitretado ............................................................................... 128
5.3 Análise da tensão residual no dente .................................................................... 132 5.3.1 Influência dos parâmetros de usinagem na tensão residual na superfície ............ 132
5.3.2 Tensão residual na superfície do dente para as amostras G2 e G4 – processo
Shaving ................................................................................................................... 137 5.3.3 Tensão residual a 0,08mm de profundidade da superfície do dente - sobremetal do
Hobbing para o Shaving ......................................................................................... 138
5.3.4 Variação da tensão residual na direção radial no sentido superficial ao núcleo do
dente ....................................................................................................................... 140
6 CONCLUSÃO....................................................................................................... 141
REFERÊNCIAS ................................................................................................... 143
APÊNDICE A – RELATÓRIO DO TRIDIMENSIONAL WENZEL
HOBBING ............................................................................................................. 147
APÊNDICE B – RELATÓRIO DO TRIDIMENSIONAL WENZEL
SHAVING ............................................................................................................. 151 APÊNDICE C – RELATÓRIO DO TRIDIMENSIONAL WENZEL
CARBONITRETADO ......................................................................................... 155 APÊNDICE D – RELATÓRIO DA ANÁLISE DE TENSÃO RESIDUAL –
DIFRATÔMETRO DE RAIO-X ........................................................................ 159
33
1 INTRODUÇÃO
As engrenagens de transmissão utilizadas no setor automobilístico são desenvolvidas
por engenheiros projetistas com o objetivo de transmitir o torque, a velocidade e suas
proporções especificadas em projeto, havendo, também, restrições impostas por design,
espaço, peso e pelas limitações de custo (HEWITT, 1992).
Para a fabricação dessas engrenagens a indústria automobilística utiliza o aço forjado a
quente em substituição ao ferros fundidos e ligas leves. Seu processo de fabricação envolve
etapas tais como lingotamento contínuo, laminação a quente, forjamento, seguido por
recozimento isotérmico para produzir microestrutura de ferrita/perlita para garantir uma boa
usinabilidade. Em virtude da variabilidade de processos de fabricação do forjado, há
parâmetros indesejáveis que compõe a microestrutura do aço que podem requerer maiores
esforços na usinagem da engrenagem, aumentando a potência de corte durante o fresamento e
podem afetar a microgeometria do dente. Além disso, as tensões residuais oriundas desse
processo podem ser afetadas por este fenômeno. Este tipo de usinagem de engrenagem
envolve operações distintas tais como fresamento em desbaste (Hobbing) e acabamento
(Shaving), além da carbocementação para garantir dureza superficial e exigem um estudo de
inúmeras variáveis para que se alcance a excelência em seus resultados produtivos. Essa
perfeição é alvo de todos os profissionais da indústria metal-mecânica. Dentre os vários
aspectos compreendidos, a fim de propor melhorias nos processos de fabricação, está o
domínio dos parâmetros de corte e suas influências nas características do produto. Sabe-se,
ainda, que forças de usinagem interagem com o produto usinado e provocam características
indesejáveis, dentre elas, as tensões residuais, sendo que essa característica física pode
contribuir para as distorções do produto em função das tensões geradas ao longo do processo
de fabricação (HUSSON et al., 2012).
Após o resfriamento controlado do forjado bruto das amostras utilizadas nesse
experimento, foi possível fazer a previsibilidade da usinabilidade por comparação com
experimentos de corte e adoção do método numérico.
Atraszkiewicz et al. 2012 reportam que cerca de 50-60% de distorções finais são
causadas por seleção imprópria de material tais como composição química, estrutura e
geometria.
A usinabilidade pode ser entendida de uma forma geral, como o grau de dificuldade de
se cortar um determinado material, levando-se em consideração grandezas mensuráveis tais
como, vida da ferramenta, acabamento superficial da peça, os esforços de corte envolvidos,
34
temperatura de corte, produtividade, características do cavaco, taxa máxima de remoção de
material (MACHADO et al., 1999). A usinabilidade depende das propriedades mecânicas do
material, condições de refrigeração, rigidez da máquina ferramenta, natureza do processo,
condições de entrada e saída da ferramenta entre outros. Em processos de usinagem
avançados, a não utilização de refrigerantes líquidos oferece vantagens econômicas e
ambientais. A ausência de refrigerante de corte leva aumento na temperatura na zona de corte
e no material próximo com formação de tensões residuais de usinagem. As mudanças de
dimensão e forma das peças se designam como distorção. Dependendo da rigidez da peça,
tensões residuais podem ser dominantes quando se considera distorção. Embora modelos para
a previsão das tensões residuais existam e cálculo dos desvios de forma resultantes seja
possível, esse método tem como desvantagem o alto custo das medições de tensões residuais
em profundidade (GULPAK; SOLTER; BRINKSMEIER, 2013). Essas mudanças são
internas na peça, originárias da sua história, temperatura, tempo e dependentes das
transformações de fase.
O processo de usinagem gera uma camada superficial de material deformado
plasticamente que atua como uma fonte para tensões residuais sobre a peça inteira. As tensões
têm um efeito principal nas propriedades físicas, mecânicas e química da camada superficial.
Durante a usinagem, o material é deformado plasticamente e em etapas de fabricação prévia é
removida. Em etapas de fabricação subsequentes, tal como endurecimento, tensões residuais e
desvios de forma causada por usinagem podem influenciar a distorção da peça (NOWAG;
SÖLTER; BRINKSMEIER, 2007).
A história de fabricação dos componentes determina a grandeza e distribuição das
tensões residuais no componente. Em muitos casos, as tensões residuais podem ser
controladas pela otimização dos parâmetros e características do processo. Processos abrasivos
tendem a resultar em elevadas tensões residuais, e, especialmente, quando a aplicação de
refrigeração não é eficiente, há chances de as tensões residuais levar à formação de trincas
(SALONITIS; KOLIOS, 2015).
Em cadeias de processos para fabricação de engrenagem, usinagem de acabamento é a
etapa definidora de qualidade na fabricação de engrenagem. Usinagem de acabamento de
engrenagens ocorre nas condições de peça de alta e baixa dureza. Para acabamento duro,
retífica ou “honing” são os processos mais comuns. Processos de acabamento macios
“shaving” e “hobbing” oferecem uma alternativa na usinagem de acabamento. Comparado ao
“shaving”, hobbing oferece potencial para realizar processo de acabamento econômico e
ecológico pela utilização de corte a seco. O processo “hobbing” de acabamento de
35
engrenagem é dividido nas etapas de desbaste e acabamento. Durante a usinagem de desbaste
uma quantidade maior de material é usinado. A exatidão dimensional e a qualidade da
superfície desejada é colocada no corte de acabamento. Para manter forças de usinagem baixa
no corte de acabamento e assim garantir precisão dimensional, o sobremetal deixado pelo
corte de desbaste pode ser reduzido o que conduz a possibilidade de usar velocidades de corte
elevadas nesse acabamento. Alterando-se a velocidade de corte [𝑉𝑐] ou avanço da ferramenta
[f], espera-se uma resposta na qualidade do produto, na produtividade da ferramenta ou, até
mesmo, na manutenabilidade da máquina.
O nível e tipo de distorções criadas no processo de fabricação de engrenagens são o
efeito da influência de diversos fenômenos em diferentes estágios de tratamento térmico e
produção. Tensão residual pode ser definida como as tensões que permanecem no interior de
um corpo após fabricação e processamento na ausência de forças externas ou gradientes
térmicos. Essas tensões podem, também, ser produzidas pelo carregamento em serviço,
levando a deformação plástica heterogênea na peça ou corpo de prova (ROSSINI et al., 2012).
As técnicas de medição de tensão podem ser de natureza destrutiva, semidestrutiva ou não
destrutiva. Essas técnicas podem medir algum parâmetro que se relaciona à tensão. Métodos
de difração se baseiam na determinação da deformação elástica que causa mudanças no
espaçamento interplanar, d, do valor de livre de tensão, d0. Assim, a deformação pode ser
calculada pela utilização da lei de Bragg e do conhecimento do espaçamento interplanar livre
de tensão. As propriedades dos materiais de engenharia e componentes estruturais,
notadamente vida à fadiga, distorção, estabilidade dimensional, resistência à corrosão e
fratura podem ser influenciadas pela tensão residual. Tensões residuais superficiais em peças
retificadas é um resultado da deformação térmica devido à dissipação de calor na zona de
retífica, a pressão entre a ferramenta e a peça, e a transformação de fase do material. O
balanço entre esses três fenômenos diferentes define se as tensões residuais finais são
compressivas ou residuais. A pressão aplicada pela ferramenta na peça induz tensões
compressivas. Por outro lado, deformação térmica devido à dissipação de calor induz tensões
residuais trativas. O desafio é incorporar as tensões residuais resultantes devido às
transformações de fase. Mudança de fase resulta em mudança de volume, dependendo se a
nova estrutura ocupa mais espaço que a original, as tensões residuais podem ser compressivas
ou trativas. Transformação de fase martensítica resulta em tensões residuais compressivas e
reduzida em valor comparada as tensões devido as deformações térmicas (SALONITIS,
2014).
36
Objetiva-se nesse trabalho estudar a influência dos parâmetros de corte na tensão
residual e microgeometria nos processos de usinagem de engrenagem “hobbing” e “shaving”.
1.1 Justificava
A tensão residual é um fenômeno inerente aos processos de fabricação de engrenagens
e podem causar efeitos indesejáveis nas características do produto. A busca pela compreensão
desse fenômeno nos processos de fabricação mecânica cresce substancialmente a fim de que
um maior domínio das pessoas, sobre os processos, seja alcançado, possibilitando a elas uma
atuação eficaz e eficiente. Portanto, neste estudo, são abordados a tensão residual e seus
impactos, buscando propor subsídios técnico-científicos para melhorar o entendimento do
engenheiro, de como se comporta um determinado material ao variar parâmetros de processos
factíveis e/ou possíveis de se alterar, do ponto de vista operacional, além de se observar o
resultado nas características do produto. Desse modo, ao se ter esse entendimento, decisões
poderão ser adotadas para correção ou melhoramento contínuo do processo, inclusive
elaboração de propostas para redução de custos.
1.2 Objetivos
1.2.1 Objetivo geral
Estudar a influência dos parâmetros de usinagem empregados no fresamento de dentes
de engrenagem helicoidal e seus efeitos no estado de tensões produzidas na superfície do
material e na qualidade do perfil de envolvente e hélice da engrenagem.
1.2.2 Objetivos específicos
a) Avaliar a potência de corte durante o fresamento do dente da engrenagem (processo
Hobbing) em função da dureza (HB) e microestrutura do aço DIN 19MnCr5 e
também em função dos parâmetros velocidade de corte e avanço de corte;
b) Avaliar a tensão residual na superfície e ao longo da profundidade do dente da
engrenagem helicoidal após os processos Hobbing, Shaving e carbonitretação e
suas influências na microgeometria do dente (perfil evolvente e hélice).
37
c) Avaliar a tensão residual a 0,08mm de profundidade após o processo Hobbing e
verificar se há presença dessa tensão na linha de sobremetal para o Shaving
39
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Algumas bases teóricas que sustentam a natureza desta pesquisa experimental são
abordadas, apoiando-se nos principais conceitos, definições e características do processo de
fabricação de engrenagens, dos materiais empregados durante a produção e suas
características construtivas, facilitando, assim, a compreensão do objeto de estudo e a
interpretação dos resultados obtidos.
2.1 Engrenagem
2.1.1 Conceito geral
As engrenagens de transmissão utilizadas no setor automobilístico são desenvolvidas
por engenheiros projetistas com o objetivo de transmitir o torque, a velocidade e a proporção
especificados em projeto, havendo, também, restrições impostas por design, espaço, peso e
pelas limitações de custo (HEWITT, 1992).
Engrenagem de aço forjado a quente são utilizados na indústria automobilística em
substituição ao ferros fundidos e ligas leves. Seu processo de fabricação envolve etapas tais
como lingotamento contínuo, laminação a quente, forjamento, seguido por recozimento
isotérmico para produzir microestrutura de ferrita/perlita para usinagem. Em alguns tipos de
ligas, são admissíveis também, após o forjamento, o resfriamento controlado, conhecido nas
indústrias por perlítico de forja. Este tipo de tratamento pós forjamento, depende muito da
curva de temperabilidade do material, para assegurar a microestrutura ferrita/perlita.
Segundo Niemann (1995), uma engrenagem nada mais é do que uma roda dentada. Já
Mazzo (2013) nos traz uma definição mais completa e interessante, afirmando que:
“Engrenagem é um substantivo que nomeia um conjugado, uma vez que, para engrenar algo,
são necessários pelo menos dois componentes, ou seja, um motriz e outro movido, quando se
trata de uma transmissão mecânica” (MAZZO, 2013).
Para que uma engrenagem movimente outra, estas devem estar engrenadas. Assim, ao
girar o eixo de uma engrenagem, os dentes dessa resvalam sobre a outra, movimentando-a. Do
ponto de vista de velocidade, os perfis dos dentes são desenhados de tal forma que permitem
que a relação entre as velocidades lineares sejam sempre as mesmas. Mazzo (2013), em sua
obra “Engrenagens Cilíndricas”, afirma que “as engrenagens oferecem a mais prática e
confiável maneira de se transmitir movimento angular uniforme”. Com esse tipo de aplicação
40
da engenharia, o engenheiro consegue obter a máxima eficiência dos motores, convertendo
uma boa parte da sua energia potencial em torque ou em velocidade de forma confortável para
o condutor de um veículo.
2.1.2 Engrenagens helicoidais e paralelas
Segundo Norton e Stavropoulos (2013), as engrenagens helicoidais movimentam-se a
partir de uma combinação de rolamento e deslizamento com contato começando em uma
extremidade do dente e “varrendo” cruzado pela largura de sua face. Isso é bastante distinto
do contato de engrenagens de dentes retos que ocorre de uma vez ao longo de uma linha que
cruza a face do dente no instante do contato do dente. Observa-se, na Figura 1, um exemplo
de engrenagens helicoidais:
Figura 1 – Par de engrenagens helicoidais – Eixo e Coroa Cilíndrica
Fonte: Fotografia do autor.
A engrenagem de dentes retos é um caso particular das engrenagens helicoidais em
que o ângulo de hélice é zero. As engrenagens helicoidais são mais silenciosas e apresentam
menor vibração, se comparadas às engrenagens retas, devido ao contato gradual dos dentes.
As transmissões automotivas utilizam engrenagens helicoidais, a fim de se obter uma
operação silenciosa, exceto em alguns casos em que a engrenagem de retrocesso são
engrenagens retas. Em uma transmissão desse tipo, um ruído de engrenamento pode ser
ouvido ao retroceder o veículo, devido à ressonância dos dentes da engrenagem reta, estes
movidos por impactos repentinos de dente contra dente na linha de contato.
O perfil (evolvente) largamente empregado nos dentes de engrenagens exibe, como
principal característica, o contato entre os dentes conjugado sempre sobre uma linha de ação,
a qual é tangente aos diâmetros de base e perpendicular à tangente do perfil do dente no ponto
41
de contato. O diâmetro de base é um diâmetro imaginário, a partir do qual o perfil (evolvente)
é gerado, conforme ilustrado na Figura 2, Wink (2006):
Figura 2 – Ilustração do perfil (evolvente) A
Fonte: Wink (2006).
Na Figura 3, alguns pontos devem ser observados no princípio de construção da
evolvente:
a) Para cada ponto existe uma reta correspondente, que é tangente ao diâmetro de
base;
b) Essas retas são perpendiculares à tangente no ponto do perfil;
c) É conceitualmente impossível existir perfil evolvente abaixo do diâmetro de base.
A engrenagem de dentes helicoidais apresenta um componente adicional em relação à
engrenagem de dentes retos: o ângulo de hélice é maior que zero (Beta >0). Com isso, podem
ser transmitidas potências maiores e com menor nível de ruído em relação às engrenagens de
dentes retos. No engrenamento helicoidal, o esforço é transmitido progressivamente sobre a
largura do dente, ou seja, vários dentes permanecem em contato, de forma simultânea,
havendo maior regularidade no movimento.
42
Figura 3 – Ilustração do perfil (evolvente) B
Fonte: Wink (2006).
Os dentes das engrenagens helicoidais seguem uma trajetória em forma de hélice ao
longo da largura da engrenagem, sendo o ângulo de hélice medido em relação ao eixo de
rotação da engrenagem e em um dado diâmetro. É possível observar uma ilustração de uma
engrenagem helicoidal e do ângulo de hélice na Figura 4:
Figura 4 – Hélice de uma engrenagem
Fonte: Wink (2006).
Além disso, em um par de engrenagens, uma destas sempre estará em sentido oposto
ao seu par, seja movida, seja motora. Mazzo (2013, p.114) aborda a questão sobre o sentido
do par de engrenagens do seguinte modo: “À direita, se ao posicionar a roda com seu eixo na
posição vertical, a extremidade do dente no lado superior estiver à direita da extremidade do
mesmo dente no lado inferior” (MAZZO, 2013, p.114). O conceito para hélice à esquerda,
obviamente, é o oposto ao da direita. Assim, o ângulo produzido a partir dessa inclinação é
denominado pela letra grega beta (β). Quando esse ângulo for igual a zero, conclui-se que a
engrenagem apresenta dente reto (β=0).
Evolvente
Ponto de
tangente
do perfil
43
Na Figura 5, há um exemplo de hélice com sentido direito e um exemplo de hélice
com sentido esquerdo:
Figura 5 – Direção das hélices – Esquerda e Direita
Fonte: Wink (2006).
2.1.3 Microgeometria de um dente de engrenagem
2.1.3.1 Erros de perfil evolvente
Em uma roda dentada, o perfil é chamado perfil do flanco do dente, ou seja, uma curva
evolvente, já apresentada neste trabalho. Os controles do perfil são realizados por um sistema
de medição tridimensional, o qual é empregado para mensuração de todos os erros
microgeométricos (MAZZO, 2013, p. 284).
Os desvios do perfil evolvente são especificados pela Norma DIN 3962 e variam de
acordo com a qualidade especificada pela engenharia. Já os desvios considerados para o perfil
evolvente são: Desvio total do perfil [𝐹𝛼], Desvio angular do perfil [𝑓𝐻𝛼] e Desvio de forma
do perfil [𝑓𝑓𝛼].
O Desvio total do perfil evolvente [𝐹𝛼] “é a diferença entre duas paralelas à evolvente
teórica, que delimitam toda a curva de perfil real, compreendida dentro da área de avaliação”
(MAZZO, 2013, p. 284).
Conforme a Norma DIN 3961, o Desvio total do perfil evolvente é determinado pela
Equação (1).
𝐹𝛼 = √𝑓2𝐻𝛼
+ 𝑓2𝑓𝛼
(1)
44
O Desvio angular do perfil evolvente [𝑓𝐻𝛼] “é a diferença entre o ângulo de perfil real
e o teórico e/ou entre o círculo base real e o teórico, verificada a partir da curva compensadora
dentro da área de avaliação” (MAZZO, 2013, p. 285).
Conforme a Norma DIN 3961, o Desvio angular do perfil evolvente é determinado
pela Equação (2).
𝑓𝐻𝛼 = 𝑖𝑛𝑡{1,4𝑄−5[2,5 + 0,25(𝑚𝑛𝑝 + 3. √𝑚𝑛𝑝)]+0,5} (2)
Onde [mnp] é o módulo normal e ‘Q’ é grau de qualidade requerido pelas normas
DIN/ISO. Já o Desvio de forma do perfil evolvente [𝑓𝑓𝛼] “é a distância entre os dois perfis de
referência que delimitam a curva do perfil real” (MAZZO, 2013, p. 285). Um dos possíveis
impactos desse desvio são vibrações e ruídos, principalmente em engrenagens para aplicações
em altas velocidades.
Conforme a Norma DIN 3961, o Desvio de forma do perfil evolvente é determinado
pela Equação (3).
𝑓𝑓𝛼 = 𝑖𝑛𝑡{1,4𝑄−5[1,5 + 0,25. (𝑚𝑛𝑝 + 9. √𝑚𝑛𝑝)]+0,5} (3)
As equações (2) e (3) podem variar em função de Q. Para ambos os casos, essa
variação é de Q≤9.
Todos esses desvios podem ser observados na Figura 6:
45
Figura 6 – Desvios do perfil evolvente
Fonte: Mazzo (2013, p. 288).
2.1.3.2 Erros de hélice
De acordo com Mazzo (2013, p. 276), a hélice é definida por meio de seu passo
medido na direção axial e por um círculo, normalmente o círculo de referência, sobre o qual o
ângulo é calculado. Nas rodas com dentes retos considera-se o passo infinito e o ângulo igual
a zero. A Norma DIN 3962 define os parâmetros de hélice em função da largura do dentado e
do nível de qualidade. Esses parâmetros são: Desvio total na linha dos flancos [𝐹𝛽], Desvio
angular na linha dos flancos [𝑓𝐻𝛽] e Desvio de forma na linha dos flancos [𝑓𝑓𝛽].
Sendo assim, o Desvio total [𝐹𝛽] é dado pela diferença entre duas curvas paralelas à
linha teórica de flanco, que delimitam a linha de flanco real, compreendida dentro da área de
avaliação. Também, pela Norma DIN 3961, tem-se a Equação (4) para o Desvio Total.
𝐹𝛽 = 𝑖𝑛𝑡[1,25𝑄−5(0,8. √𝑏𝑝 + 4) + 5] (4)
Onde ‘Q’ é o nível de qualidade DIN e ‘b’ é a largura do dentado preferencial. Vale
ressaltar que a Norma DIN traz diferentes níveis de qualidade. Portanto, para o citado
exemplo, aplicou-se Q≤6.
46
O Desvio angular [𝐹𝐻𝛽], segundo Mazzo (2013) é a diferença verificada entre o
ângulo de hélice real e o teórico, a partir da curva compensadora que está compreendida em
todo o comprimento do diagrama. Assim, a Equação (5) determina o valor desse desvio para
Q≤6.
𝐹𝐻𝛽 = 𝑖𝑛𝑡[1,32𝑄−5(4,16. 𝑏𝑝0,14) + 0,5] (5)
O Desvio de forma [𝑓𝑓𝛽] é a distância entre duas linhas de flanco de referência, as
quais delimitam a linha de flanco real, sendo este dado pela Equação (6).
𝑓𝑓𝛽 = √𝐹𝛽2 + 𝑓𝐻𝛽
2 (6)
Todos esses desvios de hélice podem ser observados na Figura 7:
Figura 7 – Desvios de hélice
Fonte: Mazzo (2013, p. 288).
47
2.1.4 Inspeção dimensional de um dente de engrenagem
Para atender a todas as suas funções, a engrenagem deve considerar os requisitos de
projeto, ou seja, as suas especificações de engenharia, pois somente haverá um engrenamento
perfeito se o que está sendo construído estiver conforme as especificações teóricas. De acordo
com Mazzo (2013, p. 253), “A precisão da engrenagem é determinada pela exatidão de cada
perfil evolvente que a compõe e, também, pela exatidão do espaçamento entre os dentes ao
redor do cilindro, que é chamado passo” (MAZZO, 2013, p. 253). Nota-se, aqui, o autor
direcionando sua atenção para dois pontos cruciais com relação à qualidade de uma
engrenagem, que são o perfil (evolvente) e o passo, que está diretamente associado a hélice. A
forma de se inspecionar a qualidade do perfil e da hélice será definida nos próximos tópicos.
Abaixo, na Figura 8, é possível observar um tipo de sistema de medição, de perfil e de
hélice, aplicado dentro das indústrias. Trata-se de um tridimensional Wenzel WGT 350 para
inspeção de engrenagens de alta precisão projetado para medir engrenagens de até 400 mm de
diâmetro. Todos os eixos são feitos de granito natural escuro, garantindo excelente
comportamento térmico e rolamentos de ar em todos os eixos para garantir um funcionamento
suave e um desempenho de alta precisão. O WGT possui um contraponto totalmente
contrabalançado, permitindo o suporte de engrenagens de pinhão, ferramentas e eixos.
Figura 8 – Sistema de medição de engrenagens – Evolventímetro Wenzel WGT 350
Fonte: ACME GEAR (2014).
48
2.1.4.1 Inspeção do Perfil Evolvente
A inspeção do perfil é realizada quando se compara o perfil medido com o perfil
evolvente teórico. Assim, os desvios do perfil (evolvente) são: os Desvios de forma geral ou
global e os Desvios do ângulo (inclinação). Usualmente, para a forma geral do perfil, é
especificada uma faixa (gabarito) dentro da qual a forma do perfil é considerada aprovada.
Observam-se, nas Figuras 9 e 10, exemplos de como se obtém o Desvio de forma geral do
perfil:
Figura 9 – Geração de um diagrama de controle do perfil evolvente A
Fonte: Wink (2006).
Figura 10 – Geração de um diagrama de controle do perfil evolvente B
Fonte: Wink (2006).
O gabarito se divide em alguns pontos importantes para tomadas de decisões de
atendimento às especificações de engenharia. A Figura 11 mostra quais são esses pontos e o
que significa cada um deles:
49
Figura 11 – Divisões de um diagrama de controle do perfil evolvente
Fonte: Wink (2006).
Desse modo, tem-se a avaliação do erro de inclinação [𝑓𝐻𝛼], conforme a Figura 12:
Figura 12 – Geração de um diagrama de controle do perfil evolvente C
Fonte: Wink (2006).
De acordo com a Figura 12, a medição se faz da seguinte forma: traça-se uma linha do
SAP (Start Active Profile) ao HP (High Point) e essa mesma linha é estendida até o EAP (End
of Active Profile). A distância medida no EAP, entre a linha vertical e a linha traçada,
corresponde ao valor do [𝑓𝐻𝛼].
50
Sobre a convenção de sinais, observa-se que para os pontos do perfil com uma maior
quantidade de material aplica-se sinal positivo e para os pontos com uma menor quantidade
de material aplica-se sinal negativo.
Quanto ao procedimento para a inspeção do perfil, considera-se adequada a medição
de alguns dentes da engrenagem, ou seja, por amostragem, e, normalmente, são medidos
quatro (4) dentes igualmente espaçados, Figura 13:
Figura 13 – Medição do perfil evolvente de 4 dentes A
Fonte: Wink (2006).
Quanto ao critério de avaliação, em algumas normas, como a DIN 3961 e 3962, a
média aritmética dos 4 dentes medidos deve atender à especificação de engenharia.
Seguindo as recomendações das normas DIN 3961 (1978) e DIN 3962 (1978), com
base nos valores ilustrados na Figura 13, tem-se a média dos erros angulares do perfil
evolvente dada pela Equação (7).
∑ 𝑓𝐻𝛼
4=
(−3)+7+(−2)+5
4= 1.75 (7)
Aplicando como critério de avaliação somente a Equação (7), pode-se incidir em erro,
por se tratar de uma análise por média aritmética. Na Figura 14, tem-se um exemplo que
constata tal possibilidade. Nesse caso, é sugerida uma análise de dispersão dos pontos
medidos, a qual se denomina variação de range ou embaralhamento de perfil. Portanto
51
aplicando-se a Equação (7) nos dados do exemplo da Figura 14 e avaliando o
embaralhamento de perfil com a Equação (8) tem-se eliminada essa possiblidade de erro:
Figura 14 – Medição do perfil evolvente de 4 dentes B
Fonte: Wink (2006).
𝑓𝐻𝛼 =(−50)+100+(−100)+50
4= 0 (8)
Caso a avaliação ocorresse somente por meio da Equação (8), seria possível afirmar
que os desvios estariam dentro dos limites admissíveis e isso seria um erro. Dessa forma, é
necessário que se aplique a Equação (9) para certificar-se de que não há o fenômeno de
embaralhamento. A Equação (9), em suma, é uma avaliação de amplitude dos erros dentro do
perfil.
𝑅𝑎𝑛𝑔𝑒 = 100 − (−100) = 200
(9)
2.1.4.2 Inspeção da hélice
Mazzo (2013 p. 276) afirma que “A hélice, em uma roda dentada, é definida pelo seu
passo, medido na direção axial e por um círculo, normalmente o círculo de referência, sobre o
qual calculamos o ângulo. Nas rodas com dentes retos, consideramos o passo infinito e o
ângulo igual a zero” (MAZZO, 2013, p. 276). Sendo assim, os parâmetros atrelados aos
desvios de hélice são especificados pela Norma DIN 3962 (1978) e estão sempre associados
aos níveis de qualidade requeridos e à largura do dentado.
52
2.1.4.2.1 Desvio total da linha de flancos
Por definição, esse desvio é a diferença entre duas curvas paralelas à linha de flanco
teórica, que delimitam a linha de flanco real, compreendida dentro da área de avaliação
(MAZZO, 2013, p. 277). Em suma, ao copiar a hélice de um dente, traçam-se duas retas
paralelas, tocando o ponto máximo (pico) e o mínimo (vale), observando a área de avaliação
que, no caso de processos rasqueteados (Shaving), é de 80% da largura do dente concentrado
no centro, desprezando-se, dessa forma, 10% em cada um dos lados. A distância linear dessas
duas paralelas expressa o Desvio total dos flancos [𝐹𝛽]. A Figura 15 mostra como é
controlada a hélice de um dente.
Figura 15 – Geração de um diagrama de controle de hélice A
Fonte: Wink (2006).
2.1.4.2.2 Desvio angular da linha de flancos
Na Figura 16, tem-se ilustrada, de uma outra forma, a geração do diagrama de controle
da hélice. A partir da Figura 17, percebe-se uma linha descontando 10% da largura do dente
em cada extremidade, esta normalmente aplicada em processos nos quais não há retificação
dos dentes. A distância dessa linha em relação à linha vertical corresponde ao valor do [𝑓𝐻𝛽].
Em geral, os valores de [𝑓𝐻𝛽] são especificados por polegada de largura da engrenagem. No
que tange à questão de convenção de sinais, adotam-se os mesmos critérios aplicados no perfil
evolvente, ou seja, para os pontos da hélice com uma maior quantidade de material aplica-se
sinal positivo, e para os pontos com uma menor quantidade de material aplica-se sinal
negativo.
53
Figura 16 – Geração de um diagrama de controle de hélice B
Fonte: Wink (2006).
Quanto ao procedimento para a inspeção do passo, considera-se adequada a medição
de alguns dentes da engrenagem por amostragem. Regularmente, são medidos quatro (4)
dentes igualmente espaçados, figuras 17 e 18. Quanto ao critério de avaliação, em algumas
normas, como a DIN 3961 (1978) e DIN 3962 (1978), a média aritmética dos 4 dentes
medidos deve atender à especificação de engenharia, conforme equação (10).
Figura 17 – Medição de hélice de 4 dentes A
Fonte: Wink (2006).
𝑅𝑓𝐻𝛽 =(−6)+9+(−5)+10
4= 2 (10)
54
Quando os desvios são analisados por média aritmética, a avaliação da dispersão entre
as medições é necessária. Desse modo, sugere-se uma especificação de engenharia para a
variação máxima entre os desvios do ângulo de hélice medidos nos 4 dentes. Essa variação é
denominada variação de range ou embaralhamento de passo e o critério adotado é o mesmo
aplicado ao range do perfil evolvente, conforme pode-se observar na equação (11).
Figura 18 – Medição de hélice de 4 dentes B
Fonte: Wink (2006).
𝑅𝑎𝑛𝑔𝑒 = 100 − (−100) = 200 (11)
2.1.4.3 Material de fabricação de engrenagem
Segundo Norton e Stavropoulos (2013), aços são comumente empregados durante a
fabricação de engrenagens por apresentarem resistência à tensão superior à do ferro fundido e
competirem em termos de custo, quando em suas formas de baixas ligas. Esses tipos de aços
necessitam de tratamento térmico para que se obtenha uma dureza superficial que resistirá ao
desgaste. Existe, também, a fabricação de engrenagens com determinados tipos de aço para
aplicações de baixas cargas, de baixa velocidade ou em casos nos quais a longevidade da peça
pode não ser uma preocupação preponderante. Assim, para os últimos, não há necessidade de
tratamento térmico.
Para que haja tratamento térmico, é necessário um aço de média ou de alta
porcentagem de carbono puro (0,35 a 0,60%). Engrenagens pequenas, geralmente, passam por
endurecimento completo e engrenagens maiores são endurecidas por chama ou por indução,
55
com o intuito de a distorção ser minimizada. Aços de baixo carbono podem ter superfície
endurecida por meio de cementação, pelo carbono ou pelo nitrogênio (nitretação). Assim, uma
engrenagem com superfície endurecida tem a vantagem de exibir um núcleo forte e uma
superfície dura, porém se o tratamento não for profundo o suficiente para resistir aos esforços
de engrenamento, os dentes podem falhar, devido à fadiga de flexão abaixo da superfície
tratada.
De acordo com Mazzo (2013):
Os dentes das rodas produzidas com aço cementado, temperado e revenido, possuem
grande resistência à pressão, ao desgaste e à flexão, por concederem certa
flexibilidade em relação à baixa dureza do núcleo. Por essas razões, é o material
mais utilizado na produção de engrenagens (MAZZO, 2013, p. 436).
Um dos pontos críticos citados por Mazzo (2013) acerca do processo de cementação
para a construção de engrenagem são as distorções causadas pelo tratamento termoquímico.
Nesse caso, deve haver especial atenção do engenheiro responsável pelo processo quando este
definir o posicionamento das peças ao aplicar o choque térmico. Em locais em que se desejam
níveis de qualidade mais precisos, recomenda-se a aplicação de métodos de acabamento
secundários, como retífica, lapidação e polimento, a fim de remover a distorção do tratamento
térmico de engrenagens endurecidas.
Para a produção de uma engrenagem, o processo se inicia a partir de um blanque de
aços forjados, nas condições de recozimento isotérmico ou de resfriamento controlado, cujas
composições químicas estão expostas na Tabela 1. Há outros tipos de aços de baixa liga que,
de mesmo modo, podem ser adotados para a citada fabricação, mas estes não serão o foco
neste trabalho.
56
Tabela 1– Composição química dos aços utilizados na fabricação de engrenagem, em
percentagem em peso
Tipo de Aço C Mn Si P S Al Cr Ni Mo
8620 0,18
0,23
0,70
0,90
0,15
0,30
0,00000
0,0035
0,000
0,040
0,020
0,060
0,40
0,60
0,40
0,60
0,15
0,25
4320 0 ,17
0,22
0,45
0,65
0,15
0,35
0,000
0,035
0,000
0,040 ------
0,40
0,60
1,65
2,00
0,20
0,30
17MnCr5B 0,15
0,20
0,45
0,65
0,15
0,35
<=
0,035
0,020
0,040
0,020
0,050
0,40
0,60
1,65
2,00
0,20
0,30
19MnCr5 0,15
0,21
1,00
1,30
0,15
0,35
<=
0,035
0,020
0,040
0,020
0,050
0,80
1,10 ---- ----
Fonte – Adaptado pelo autor.
2.2 Processo de fabricação de engrenagem
2.2.1 Tipos de processo
Segundo Mazzo (2013, p. 345) existem alguns tipos de processos para a fabricação de
engrenagens, desde os mais tradicionais e clássicos aos mais inovadores e tecnológicos,
podendo ser realizados, ou não, com remoção de materiais (cavacos). Dentre esses processos,
alguns exemplos, sem remoção de cavacos, podem ser citados, tais como: fusão, estampagem,
moldagem com rolos laminadores, sinterização, injeção de resinas plásticas e forjados. Já com
remoção de cavacos têm-se os processos por forma ou por geração. O primeiro (por forma) é
utilizado, a princípio, na fabricação de dentes retos e inclui fresamento e brochamento. O
segundo (por geração), utilizado para dentes retos e helicoidais, inclui fresamento com
ferramentas tipo Hob (caracol), tipo Shaper (faca circular) e tipo rack (pente). A escolha do
tipo de processo está diretamente associada ao nível de qualidade requerido pelo projeto do
produto, à produtividade desejada pela indústria e à limitação técnica de construção ligada à
geometria do produto.
2.2.2 Sequenciamento lógico de um processo de engrenagem
Uma abordagem clássica de um processo de fabricação de engrenagem aplicando
usinagem pode ser observada na Figura 19:
57
Figura 19 – Exemplo de processo de fabricação de engrenagem
Fonte: Elaborado pelo autor.
Basicamente, a sequência lógica do processo exposto na Figura 19 pode ser descrita da
seguinte forma: parte-se de um blank, que pode ser forjado a quente ou a frio, seguido de um
tratamento térmico para alívio de tensões de forjaria e normalização do material. Após a
obtenção do forjado, usina-se a furação de centro, com a finalidade de viabilizar a usinagem
do produto ao longo do processo. Gera-se, portanto, o torneamento completo, a geração do
dentado em desbaste e o acabamento do dente. Para obtenção de propriedades mecânicas
aplicam-se o tratamento termoquímico. Para processos em que o acabamento do dente da
engrenagem é feito após o tratamento termoquímico, aplica-se a retificação. Assim, conforme
Mazzo (2013, p. 340), a qualidade do produto acabado, inclusive a geração e o acabamento do
dente, depende, fundamentalmente, da qualidade do blank.
2.2.3 Fresamento dos dentes
2.2.3.1 Hobbing
Os processos mais empregados nas indústrias são os processos de geração, tipo
Shaping ou Hobbing. O primeiro se aplica somente quando há limitação técnica,
principalmente, devido à geometria da peça. Já o segundo é o mais almejado pelas indústrias,
em virtude da alta produtividade e ao atendimento às necessidades qualitativas do projeto. De
acordo com Klocke (2011), “devido à sua alta eficiência, o processo tipo Hobbing é o
58
processo de usinagem dominante para produção de engrenagens cilíndricas com dentes
externos” (KLOCKE, 2011, p. 405). Para Mazzo (2013), “A ferramenta tipo Hob, conhecida
também como caracol, é a mais utilizada para o corte de dentes nas engrenagens cilíndricas
retas e helicoidais” (MAZZO, 2013, p. 347). Assim, em ambas as citações, os autores
apontam para o uso do processo tipo Hobbing por tornar a fabricação de engrenagem mais
eficiente. Vale ressaltar que em cada projeto deve-se atentar às limitações técnicas sobre o
emprego de determinada ferramenta de corte.
O processo conhecido por Hobbing é utilizado na fabricação de engrenagens
cilíndricas retas e helicoidais (MAZZO, 2013). Nesse tipo de fresamento, a ferramenta Hob e
a peça (Figura 20) trabalham em conjunto na máquina geradora, de forma similar a um par
composto por uma coroa e um sem-fim (KLOCKE, 2011), sendo que o Hob desempenha o
papel do sem-fim. Os movimentos de rotação da placa, em conjunto com os movimentos de
translação da ferramenta, axial, tangencial e radial, no intuito de atingir a profundidade de
corte, resultam em fresamento com avanço axial, axial-radial, tangencial e fresamento
diagonal.
Figura 20 – Fresamento de dentes com fresa tipo Hob
Fonte: Mazzo (2013 p. 348).
Segundo Mazzo (2013), “o Hob nada mais é do que um parafuso sem-fim, cujas
espirais possuem sulcos igualmente espaçados no sentido axial, de maneira a formar lâminas
de corte” (MAZZO, 2013, p. 352). Como se trata de uma rosca sem-fim é perfeitamente
possível construir a ferramenta Hob (Figura 21) contendo uma ou mais entradas, a fim de
reduzir, de modo considerável, o tempo de produção (KALPAKJIAN; SCHMID, 2000).
59
Figura 21 – Fresa a caracol (Tipo Hob)
Fonte – Klocke (2011).
Para ganhos de produtividade de uma ferramenta Hob, aplica-se um revestimento
superficial, a uma determinada profundidade, com o objetivo de atribuir características
múltiplas às ferramentas de corte, proporcionando a estas uma performance superior se
comparada a uma ferramenta sem revestimento na usinagem de materiais ferrosos. Dentre
essas características, destacam-se a grande proteção contra os desgastes, a redução do atrito
no corte, que possibilita a usinagem com corte a seco, e o aumento da sua vida útil. As
camadas de revestimento podem variar de 0,2 a 0,5 mm conforme o fabricante (OERLIKON
BALZERS, 2011).
Estima-se que 95% das ferramentas de usinagem utilizadas na indústria sejam
revestidas. Dessa forma, o maior domínio das técnicas de revestimento e os custos de
fabricação cada vez menores apontam para um aumento desse percentual de ferramentas
revestidas (MACHADO et al., 2009). Diversos tipos de revestimento estão disponíveis no
mercado. Segundo Mazzo (2013):
As ferramentas podem ser produzidas com diversas opções de materiais e
revestimentos como, por exemplo, o TiN (Nitreto de Titânio), TiAlN (Nitreto de
Titânio-Alumínio) e AlCrN (Nitreto de Cromo-Alumínio) que lhes conferem
rendimentos excepcionais, mesmo operando em altíssimas velocidades de corte
(MAZZO, 2013, p. 347).
O revestimento da ferramenta com o material TiAlN é caracterizado, principalmente,
pelo aumento da resistência da ferramenta ao desgaste abrasivo, garantindo, assim, um
acréscimo em sua vida útil quando comparado a outros tipos de revestimentos. Além dessa
característica, o revestimento de material TiAlN é mais resistente à oxidação, possui dureza
de até 3.200 HV (OERLIKON BALZERS, 2011) e pode ser produzido tanto pelo processo
PVD (deposição física) quanto CVD (deposição química), com camadas de 1 a 5µm, com boa
proteção por desgaste à adesão e excelente resistência aos desgastes por difusão e por
60
oxidação, suportando temperaturas de trabalho de até 700°C, sem efeitos de desgaste por
oxidação (KLOCKE, 2011).
Neste tipo de fresamento (Hobbing) tem havido uma extensa pesquisa na formação de
cavacos e também nas forças de corte, no entanto, no que tange ao estudo da deflexão e
vibrações durante este processo, esta linha de pesquisa é menor. Klocke et al. (2012),
desenvolveu um software capaz de calcular o engate da ferramenta e as forças de corte
durante o fresamento de engrenagens. Tapoglou e Aantoniadis (2012) criou um modelo
similar que usa um software CAD comercial para calcular o engate da peça de corte e é capaz
de calcular as forças de corte. As seções de cavacos são divididas em retângulos e forças de
corte incrementais são determinadas. Esse fenômeno pode ser observado na Figura 22.
Figura 22 – Forças de corte previstas durante geração de cavaco
Fonte: Adaptado de Tapoglou e Aantoniadis (2012).
2.2.4 Acabamento de dentes
Não se consegue, dependendo do nível de qualidade requerido para uma engrenagem,
atender às especificações de projeto a partir do processo de Hob e, tampouco, com o de
Shaper. Para isso, são necessários processos com maior grau de precisão, tais como o shaving,
o Honing ou a retífica de dente.
2.2.4.1 Shaving
O processo de acabamento por Shaving (rasqueteamento), segundo Mazzo (2013), é
“uma operação de acabamento com remoção de cavacos que tem por objetivo melhorar a
superfície de dentes e aumentar a qualidade da peça como um todo (MAZZO, 2013, p. 392)”.
61
Este processo é uma operação de acabamento de engrenagem de corte com remoção de
pequenas quantidades de metal da superfície do dente com o objetivo de corrigir os erros do
ângulo helicoidal ou ângulo de hélice, o perfil evolvente, erro de excentricidade e ainda o grau
de acabamento desta superfície (DUGAS, 1986). A operação é realizada com a utilização de
uma roda dentada, também chamada de cortador shaving, cujos flancos dos dentes possuem
diversas ranhuras em forma de arestas cortantes. O engrenamento não possui folga e trabalha
sob pressão. O sentido de rotação é revertido a cada passe, sendo realizados vários passes,
conforme a qualidade desejada (MAZZO, 2013). Sendo assim, a Figura 23 demonstra o
processo de acabamento por Shaving:
Figura 23 – Processo de rasqueteamento (Shaving)
Fonte: Mazzo (2013 p. 393).
De acordo com Mazzo (2013, p. 392) um processo de Shaving corrige ou modifica os
erros do perfil cortado em até 40%. Portanto se há um erro de forma no perfil de 100µm, no
Hob, após a engrenagem ser acabada no Shaving, este passará a ter um erro de 60µm. Já
Dugas (1986), afirma que estes erros podem ser corrigidos de 65 a 80% e ressalta que, no
processo de fresamento do dente, é de suma importância atender aos níveis de qualidade
consideráveis, pois o Shaving não terá a robustez suficiente para corrigir todo o erro da
operação de Hobbing e/ou Shapping.
Bianco e Radzevich (2000) apresenta um método aplicado ao shaving denominado
Método de contatos pares. Este método consiste em estudar a usinagem shaving de tal modo
que durante o contato e/ou acoplamento da ferramenta com a engrenagem a ser usinada esteja
constantemente com um número par de pontos de contatos entre os flancos do dente e a
ferramenta. Observe na Figura 24 na condição ‘a’ tem-se 4 pontos em contato, ou seja, dois
pares. Já na condição ‘b’, por ser uma condição de contato ímpar, tem-se apenas 3 pontos em
62
contato. Bianco e Radzevich (2000) afirma que esta condição de contato par é importante para
uma melhor distribuição das forças durante a usinagem.
Figura 24 – Indicação dos pontos de contato entre engrenagem e a ferramenta
Fonte: Bianco e Radzevich (2000 p. 27).
Se considerarmos a Figura 25, entende-se que a força F vem sobre a engrenagem e se
desdobra em duas componentes principais, duas que exerce compressão no flanco esquerdo e
outras duas no flanco direito. Se observarmos a Figura 25b, a componente F3 é a soma dos
vetores F1 e F2, evidentemente então o esforço será maior e então esta região do flanco do
dente terá uma irregularidade do perfil, Bianco e Radzevich (2000).
63
Figura 25 – Indicação das forças atuantes em cada ponto de contato
Fonte: Bianco e Radzevich (2000 p. 28).
2.2.4.1.1 Procedimentos de trabalho no Shaving
Basicamente, os procedimentos de trabalho no processo de acabamento de dentes de
engrenagens referem-se às direções dos movimentos de translação entre a peça e a ferramenta
de corte, também chamada de cortador Shaving.
Mazzo (2013, p. 398), expõe cinco tipos de procedimentos:
a) Longitudinal, também conhecido por Paralelo e Convencional;
b) Diagonal;
c) Diagonal Transversal, também chamado de Traverpass;
d) Transversal ou Underpass;
e) Mergulho ou Plunge.
Na Figura 26, são citados alguns parâmetros desses procedimentos de trabalho:
64
Figura 26 – Comparação entre os procedimentos de rasqueteamento (Shaving)
Fonte: Mazzo (2013, p. 398).
Todos os procedimentos de trabalho têm vantagens e desvantagens que devem ser
analisadas em cada tipo de processo e de aplicação, buscando sempre o melhor custo-
benefício. Alguns fabricantes de máquinas fazem combinações entre esses procedimentos
quando, por exemplo, se quer maior velocidade no ciclo de trabalho: em corte por desbaste
usa-se o Plunge e na fase de acabamento final aplica-se o Underpass e, por isso, este último
passa a ser denominado Plunge D. Como se adotam os procedimentos Underpass e Plunge
neste trabalho, apenas estes serão considerados durante as discussões.
O procedimento Underpass é aplicado na fabricação de engrenagens em que o espaço
para a saída da ferramenta é pequeno. A mesa porta-peça se desloca na direção perpendicular
em relação ao eixo da peça e, portanto, não há deslocamento longitudinal. Assim, o
acabamento superficial gerado por esse procedimento e o tempo de ciclo são inferiores aos
demais procedimentos, os quais não serão abordados neste trabalho.
Já o procedimento Plunge é bem similar ao Underpass, porém se torna limitado em
grau de liberdade para ajustes e regulagens, pois não há movimento algum na mesa porta-
peça. Outra desvantagem em relação ao Underpass é o acabamento superficial que, de acordo
com Mazzo (2013), é o pior desempenho entre todos os procedimentos de trabalho. Este,
geralmente, é aplicado em operações de semi-usinado, nas quais se exige pouco em termos de
alta precisão.
65
2.2.4.1.2 Velocidade e avanço de corte para Shaving
A velocidade de corte, ou rotação da ferramenta, para shaving não é algo que se possa
definir com exatidão se comparado a outros processos de usinagem. Existem vários fatores
que dificultam esta definição, tais como tamanho e formato da peça, diâmetro da ferramenta,
procedimento de corte, como os citados na seção anterior (2.2.4.1.1), largura, geometria,
inclinação do dente, entre outros (MAZZO, 2013). Normalmente, o que indica a condição
ideal de trabalho é a experiência prática que, de forma empírica, ajusta-se a melhor condição.
Mazzo (2013) sugere, como ponto de partida, alguns valores de velocidade de corte, a partir
do formato do produto a ser usinado:
a) Peças com formato de disco: entre 120 e 150m/min;
b) Peças com formado de eixo: entre 80 e 120 m/min;
c) Peças com dentes grandes (com módulo normal maior ou igual a 3): entre 80 e
120m/min.
Como em qualquer outro processo de usinagem, no processo Shaving o avanço é
fundamental para garantir o acabamento superficial do dente. Como na velocidade de corte os
parâmetros para avanço no Shaving são obtidos a partir de experiência prática, melhores
resultados, segundo Mazzo (2013), têm sido alcançados com os seguintes valores:
a) Para ângulos entre eixos de 10° a 15°: f=0,25 mm/rot;
b) Para ângulos entre eixos de 5° a 9°: f=0,12 mm/rot.
2.2.5 Processo de Tratamento termoquímico
O processo de tratamento termoquímico é bastante empregado nos processos de
fabricação de engrenagem na indústria automotiva afim de obter propriedades mecânicas para
estes componentes. Embora este processo tenha o objetivo de agregar valores qualitativos aos
componentes mecânicos, tem-se em contrapartida efeitos colaterais na geometria das peças
em níveis global e local (HUSSON et al., 2014). Estas distorções na geometria se dá, segundo
Husson et al. (2014) devido a três fenômenos principais:
66
a) Heterogeneidades espaciais e temporais da temperatura durante o aquecimento e
têmpera levando a expansão heterogênea;
b) Tempo de transformação de fase, por exemplo, de austenita a martensita;
c) Diminuição da força de rendimento quando a temperatura aumenta causando alívio do
estresse por deformação plástica.
A distorção durante o tratamento térmico não é apenas devido ao tratamento térmico,
mas também devido ás etapas ou operações de fabricação anteriores a ele. Sendo assim, lidar
com a distorção do tratamento térmico não é fácil e requer que se leve em consideração todo o
processo de manufatura (HUSSON et al., 2014).
A cementação é um tratamento termoquímico de endurecimento superficial obtido
mediante difusão de carbono na superfície da peça, com o objetivo de se obter uma superfície
enriquecida em carbono que, posteriormente, passará por um tratamento de têmpera e
revenimento. A fase termoquímica do tratamento é a difusão à alta temperatura do carbono na
superfície, com concentração inicial entre 0,1-0, 2%, atingindo uma concentração final em
torno de 0,7-1, 2%.
Durante o processo de cementação, ocorrem as reações do carbono com a superfície da
peça e, em seguida, acontece a difusão do carbono no volume do componente (CAVALIERE;
ZAVARISE; PERILLO, 2009). A espessura da camada de cementação obtida dependerá da
temperatura, do tempo, da atmosfera do forno e do tipo de processo, além de esta variar com a
aplicação do componente mecânico. Ademais, a têmpera faz com que se criem tensões
residuais de compressão na superfície da peça, e de tração em seu interior, melhorando, assim,
a resistência à fadiga.
A cementação gasosa é aplicada em plantas industriais, em fornos tradicionais
contínuos, com atmosfera controlada, ou em fornos a vácuo, de baixa pressão. Os dentes das
engrenagens produzidas com aço cementado, temperado e revenido possuem grande
resistência à pressão, ao desgaste e à flexão, por concederem certa flexibilidade devido à
baixa dureza do núcleo. Por essas razões, o aço é o material mais utilizado na produção de
engrenagens (MAZZO, 2013, p. 436).
Na fabricação de aços liga, durante o resfriamento de lingote, há uma tendência de
formação de bandas de ferrita e perlita devido à segregação dos elementos de liga.
Primeiramente, alguns elementos de liga segregam-se previamente nos braços dendríticos
durante a solidificação e alinham-se com a direção de deformação no trabalho a quente. Essa
segregação causa uma alteração na taxa de difusão do carbono na austenita, alterando também
67
o teor de carbono ao redor dos elementos segregados e alinhados. Quanto maior o teor de
carbono, menor a temperatura de início de nucleação da ferrita e vice-versa, assim produzindo
uma estrutura bandeada a uma temperatura ambiente. É comum durante a segregação de
cromo, o carbono também segregar nas bandas mais ricas em cromo devido a afinidade desses
dois elementos. As bandas ricas nos elementos de liga produzem uma maior quantidade de
martensita após resfriamento mais rápido e maior dureza (GARCÍA NAVAS et al., 2011).
Essa estrutura altera a potência de corte e a distorção após tratamento térmico.
Após recozimento isotérmico, é possível fazer a previsibilidade da usinabilidade por
comparação com experimentos de corte com a adoção do método de multiescala. Esse
método, também, correlaciona propriedades mecânicas à microestrutura dos aços DIN
18CrNiMo7-6 e DIN 21CrMoNb6-5-4 (MUSTAPHA et al., 2017).
A usinabilidade pode ser entendida de uma forma geral, como o grau de dificuldade de
se cortar um determinado material, levando-se em consideração grandezas mensuráveis tais
como, vida da ferramenta, acabamento superficial da peça, os esforços de corte envolvidos,
temperatura de corte, produtividade, características do cavaco, taxa máxima de remoção de
material (MACHADO et al., 2009). A usinabilidade depende das propriedades mecânicas do
material, condições de refrigeração, rigidez da máquina ferramenta, tipo de usinagem,
condições de entrada e saída da ferramenta entre outros. Em processos de usinagem
avançados, a não utilização de refrigerantes líquidos oferece vantagens econômicas e
ambientais. A ausência de refrigerante de corte leva aumento na temperatura na zona de corte
e no material próximo com formação de tensões residuais de usinagem. Dependendo da
rigidez da peça, tensões residuais podem ser dominantes quando se considera distorção. As
mudanças de dimensão e forma se designam como distorção. Embora modelos para a
previsão das tensões residuais existam e cálculo dos desvios de forma resultantes seja
possível, esse método não prevalece. O principal drawback é o alto custo das medições de
tensões residuais em profundidade (GULPAK; SOLTER; BRINKSMEIER, 2013).
Quando não houver retificação dos flancos ou outro processo de acabamento após o
tratamento térmico, as engrenagens ficam suscetíveis às deformações causadas pelo choque
térmico durante o processo de têmpera. Portanto deve haver um controle rigoroso para
assegurar a qualidade dos perfis e das hélices nesse tipo de processo, pois, do contrário, não se
consegue obter os níveis de qualidade requeridos pela especificação do produto.
68
2.2.6 Processo de Shot Peening
No processo de fabricação de engrenagens, o “shot peening” é aplicado após o
tratamento termoquímico ou tratamento térmico. O “shot peening” é um tratamento mecânico
superficial que consiste no bombardeamento em alta velocidade de partículas de esferas de
aço metálicas ou de carboneto de silício sobre a superfície da peça (LI; LIU, 2018). A Figura
27 ilustra o impacto da micropartícula com a superfície e a região deformada plasticamente:
Figura 27 - Princípio do processo mecânico de “shot peening”
Fonte: Adaptado de Rakhit (2000).
O “shot peening” é um tratamento mecânico superficial que consiste no
bombardeamento em alta velocidade de partículas, de esferas metálicas ou de carboneto de
silício sobre a superfície da peça (LI; LIU, 2018). O ganho em propriedade mecânica acontece
em virtude de indução de tensões residuais compressivas em peça metálica limitada à
profundidade de 50µm da superfície (KLOTZ et al., 2018; JAYALAKSHMI et al., 2018). A
técnica de difração de raios-X é cada vez mais utilizada para a avaliação quantitativa das
tensões internas e de suas direções (CATALÃO et al., 2015; COSTA et al., 2014). A
vantagem do método de difração de raios-X está em sua capacidade de medir a tensão residual
de maneira direta e não destrutiva. Assim, este pode ser aplicado em uma faixa de espessura
de 0,5 a 350μm.
69
2.2.7 Tensões residuais em processos de fabricação de engrenagens
Tensão residual pode ser definida como as tensões que permanecem no interior de um
corpo após fabricação e processamento na ausência de forças externas ou gradientes térmicos.
Essas tensões podem também ser produzidas pelo carregamento em serviço, levando a
deformação plástica heterogênea na peça ou corpo de prova (ROSSINI et al., 2012). Nos
últimos anos, diferentes métodos foram desenvolvidos para medir tensão residual dos
componentes mecânicos. As técnicas de medição de tensão podem ser de natureza destrutiva,
semidestrutiva ou não destrutiva. Essas técnicas podem medir algum parâmetro que se
relaciona à tensão. Métodos de difração se baseiam na determinação da deformação elástica
que causa mudanças no espaçamento interplanar, [d], do valor de livre de tensão, [d0]. Assim,
a deformação pode ser calculada pela utilização da lei de Bragg e do conhecimento do
espaçamento interplanar livre de tensão. As propriedades dos materiais de engenharia e
componentes estruturais, notadamente vida à fadiga, distorção, estabilidade dimensional,
resistência à corrosão e fratura podem ser influenciadas pela tensão residual. A usinagem e
retífica em particular induzem tensões residuais em razão da natureza termomecânica do
primeiro e pelo endurecimento e transformação de fase em retífica. Esses grupos podem levar
a instabilidade dimensional através da distorção e, também, a desempenho mecânico
imprevisível quando tensões residuais ambas compressivas e trativas afetam as propriedades
mecânicas da peça final. Um estudo feito pela Boeing, baseado em custo de retrabalho e peças
rejeitadas relacionado a distorção em peças encontrou exceder a quantidade de 290 milhões de
dólares anual. Em outra pesquisa, foi estimado que distorção em peça causa uma perda
econômica anual de 850milhões para as indústrias automotiva, de ferramenta de usinagem e
de transmissão na Alemanha (D’ALVISE et al., 2015).
Tensões residuais superficiais em peças retificadas são originadas devido à
combinação de fatores tais como a deformação térmica devido à dissipação de calor na zona
de retífica, a pressão entre a ferramenta e a peça, e a transformação de fase do material. O
equilíbrio entre esses três mecanismos diferentes define se as tensões residuais finais são
compressivas ou de tração. A pressão aplicada pela ferramenta na peça induz tensões
compressivas. Por outro lado, deformação térmica devido à dissipação de calor induz tensões
residuais de tração. O desafio é incorporar as tensões residuais resultantes devido às
transformações de fase. Mudança de fase resulta em mudança de volume, dependendo se a
nova estrutura ocupa mais espaço que a original, as tensões residuais podem ser compressivas
ou trativas. Transformação de fase martensítica resulta em tensões residuais compressivas e
70
reduzida em valor comparada as tensões devido as deformações térmicas (SALONITIS,
2014).
As causas dessas mudanças são internas na peça, originando da história da peça, tão
bem quanto da temperatura, e tempo, dependente das transformações de fase e segregação da
peça. O processo de usinagem gera uma camada superficial de material deformado
plasticamente que atua como uma fonte para tensões residuais sobre a peça inteira. As tensões
têm um efeito principal nas propriedades físicas, mecânicas e química da camada superficial.
Durante a usinagem, o material é deformado plasticamente e em etapas de fabricação prévia é
removida que podia causar deformação da peça. Em etapas de fabricação subsequente, tal
como endurecimento, tensões residuais e desvios de forma causada por usinagem podem
influenciar a distorção da peça (NOWAG; SÖLTER; BRINKSMEIER, 2007).
A história de fabricação dos componentes determina a grandeza e distribuição das
tensões residuais no componente. Em muitos casos, as tensões residuais podem ser
controladas pela otimização dos parâmetros e características do processo. Processos
abrasivos tendem a resultar em elevadas tensões residuais, e, especialmente, quando a
aplicação de refrigeração não é eficiente, há chances de as tensões residuais levar à formação
de trincas (SALONITIS; KOLIOS, 2015).
O nível e tipo de distorções criadas no processo de fabricação de engrenagens são o
efeito da influência de diversos fenômenos em diferentes estágios de tratamento térmico e
produção. Atraszkiewicz et al. 2012 reportam que cerca de 50-60% de distorções finais são
causadas por seleção imprópria de material tais como composição química, estrutura e
geometria (ATRASZKIEWICZ et al., 2012).
As tensões residuais ocorrem em um corpo sem que haja forças externas ou momentos
atuantes. Esse corpo encontra-se em um sistema de equilíbrio gerado pela atuação de forças
internas e que quando tem parte de seu corpo removidas, por exemplo, por remoção de
cavacos em uma usinagem, esse sistema é geralmente perturbado e reage por deformação, que
é proporcional à seção transversal removida do material (BRINKSMEIER et al., 1982).
Assim, o processo de usinagem gera tensões residuais por deformação plástica e/ou por
transformações metalúrgicas em função de influências térmicas.
As tensões residuais em uma engrenagem em estado final de construção podem ser
oriundas desde as fases de forjamento, de usinagem e de tratamento térmico até a fase de
retífica, em alguns casos. De modo similar, Brinksmeier et al. (1982) descreve que as tensões
residuais em uma peça usinada ocorrem em função do processamento do material e, também,
pelo histórico de usinagem que ele sofreu, ou seja, essas tensões podem ser benéficas ou
71
maléficas para o funcionamento da peça, dependendo da sua aplicação. Na Figura 28,
Brinksmeier et al. (1982) ilustra alguns dos efeitos das tensões residuais:
Figura 28 – Efeitos da Tensão Residual em Componentes Mecânicos e Eletrônicos
Fonte: Brinksmeier et al. (1982).
Husson et al. (2012), em seu artigo Evaluation of process causes and influences of
residual stress on gear distortion, cita:
A distorção após o tratamento térmico pode ser vista como resultado do potencial de
distorção gradualmente armazenado no material ao longo de todo o processo. Cada
fase de fabricação contribui para o potencial de distorção fisicamente relacionado
com os portadores físicos (HUSSON et al., 2012).
Na Figura 29, Husson et al. (2012) ilustra algumas dessas características físicas que
podem contribuir para as distorções do produto em função das tensões geradas ao longo do
processo de fabricação:
72
Figura 29 – Ilustração de fatores físicos que impactam nas distorções de engrenagens
Fonte – Adaptado de Husson et al. (2012).
Ainda sobre a influência de fatores que impactam na tensão residual durante os
processos de fabricação de componentes mecânicos, Rego et al. (2018) afirma que: “Ao longo
das fases de um processo de fabricação, o produto é modificado, deixando registrado em suas
formas geométricas obtidas traços em forma de estresse” (REGO et al., 2018). É de grande
importância que se entendam as origens dessas tensões em cada fase do processo para que o
engenheiro de processo proponha mudanças que reflitam positivamente nas características de
projeto do produto final. Funatani (2002) realizou um amplo estudo de tensões residuais em
processos de fabricação de engrenagem, porém com uma abordagem individual de processo.
Sob uma motivação semelhante a esse estudo, Brinksmeier et al. (2011) analisou todas
as fases de um processo de fabricação de engrenagem destacando a distorção geométrica do
dente, ou seja, o autor avaliou as distorções microgeométricas no dente da engrenagem após a
usinagem e a posterior submissão ao tratamento térmico. De acordo com Brinksmeier et al.
(2011) em processo de fabricação de engrenagem podem existir mais de 200 parâmetros que
podem afetar os níveis de distorções. Nesse experimento, Brinksmeier et al. (2011) varia a
taxa de remoção de material (feed rate) e avalia os níveis de tensão residual em cada um
desses parâmetros do ponto de vista de material, usinagem, forjaria e tratamento térmico. Do
ponto de vista de corte (cutting) o controle da taxa de remoção do material permite controlar a
amplitude e a direção dos níveis de distorções. Além da taxa de remoção de material, se for
73
trabalhado na simetria da forma do material, mesmo se este não for homogêneo, pode-se
minimizar os níveis de distorção. Mesmo que haja homogeneidade na composição do
material, este pode influenciar em níveis de distorções do material, Brinksmeier et al. (2011).
Muitos profissionais abordam a questão da tensão residual em um processo individual,
como se esta não apresentasse nenhuma influência dos processos anteriores. Vale ressaltar
que apenas algumas pesquisas focaram análises de tensões em uma sequência de processos
(REGO et al., 2018). Funatani (2002), por exemplo, realizou um amplo estudo de tensões
residuais em processos de fabricação de engrenagem, porém com uma abordagem individual
de processo.
Sob uma motivação semelhante a esse estudo, Brinksmeier et al. (2011) analisou todas
as fases de um processo de fabricação de engrenagem destacando a distorção geométrica do
dente, ou seja, o autor avaliou as distorções microgeométricas no dente da engrenagem após a
usinagem e a posterior submissão ao tratamento térmico.
Já Rego et al. (2018), em seu artigo Residual stress interaction on gear, concluiu que
o modo pelo qual a energia é rearranjada é uma função da fonte de distúrbio. A perda da
estabilidade do sistema resulta uma distorção geométrica ou uma mudança no estado de
tensão residual. No processo de retífica, esse distúrbio é dado pela remoção de material,
devido ao seu constante contato com a ferramenta. As tensões residuais, antes do tratamento
térmico, são basicamente convertidas em distorção geométrica. Já no tratamento térmico, a
carga térmica, seguida pela fase de transformação, representa uma perturbação na estrutura
cristalina superficial e isso acontece na ausência de quaisquer restrições dos graus de
liberdade da superfície, sendo toda essa energia lançada como uma distorção.
A relação entre a transformação de martensita na distribuição resultante de tensão
residual é complexa, porque a cinética desse fenômeno é influenciada pelo teor de carbono
que varia ao longo da espessura da superfície em direção ao núcleo da peça, dependendo da
difusividade do carbono, da carburização, do tempo e da temperatura. Além disso, espera-se
que os históricos de tempo e de temperatura variem em determinados locais da engrenagem
durante o processo de têmpera, pois estes históricos dependem da geometria da peça e das
características de transferência de calor (LINGAMANAIK; CHEN, 2012). Lingamanaik e
Chen (2012) mencionam a complexidade de se avaliar a tensão residual, em detrimento à
mudança de fase do aço, e atribui essa complexidade às várias características intrínsecas no
processo de fabricação de engrenagem, entre elas as propriedades do material e sua geometria.
74
2.2.7.1 Processos de Medições de tensões superficiais – Difratômetro Raios-X
Antes de prosseguir com o entendimento deste processo de medição, embora de modo
não aprofundado, é importante destacar alguns pontos teóricos da estrutura cristalina simétrica
dos materiais. O posicionamento dos átomos dentro da estrutura de um cristal é descrito em
termos de eixos cristalográficos definidos por três vetores de base (MASSA, 2004). Esses
vetores, associados aos seus respectivos ângulos, representam um sistema reticulado, como é
visto na Figura 30. Assim, os parâmetros são classificados, usualmente, como parâmetros da
célula unitária ou parâmetros do reticulado (MASSA, 2004):
Figura 30 – Ilustração de uma célula primitiva com os seus vetores de base
Fonte – Adaptado (TEIXEIRA, 2014).
A sistemática de descrever e enumerar os reticulados espaciais foi realizada,
inicialmente, por Frankenheim, em 1835. Bravais, em 1848, deu continuidade aos estudos
dessa sistemática e, assim, enumerou 14 reticulados tridimensionais básicos (HAMMOND,
2009). A partir desses trabalhos, foi possível a dedução das simetrias espaciais realizada pelo
cristalógrafo russo E.S. Fedorov e pelo matemático inglês A. Schoenflies (BORGES, 1980).
Esses grupos espaciais organizados segundo uma estrutura espacial periódica são o cerne
investigativo das pesquisas utilizando difração de raios-X.
A combinação dos reticulados de Bravais (Figura 31) com o estudo dos padrões de
simetria espacial conduz a possíveis estruturas tridimensionais observadas na natureza e
denominadas grupos espaciais. A importância dos grupos espaciais foi revelada pelo trabalho
de W.H. Bragg e W.L. Bragg, em 1912, e iniciou o estudo de estruturas cristalinas, mediante a
utilização de raios x (BORGES, 1980). Os 230 grupos espaciais são sistematicamente
75
descritos nas Tabelas Internacionais para Cristalografia, Volume A, baseadas no trabalho
anterior realizado por Henry e Losdale (1952):
Figura 31 - 14 células de Bravais
Fonte: Henry e Losdale (1952).
De acordo com Gurova e Leontiev (2009), os princípios da tensiometria por raios-X
baseiam-se na teoria de difração de raios-X para materiais cristalinos, na mecânica dos
materiais e, em particular, na teoria da elasticidade do corpo sólido. Os métodos para medição
de tensões residuais podem ser classificados como destrutivos e não destrutivos (GUROVA,
1997). Ressalta-se que será abordado, nesta pesquisa, apenas o método direto de análise de
tensão residual. Dentre essas técnicas de medição direta, a mais aplicada é a técnica de raios-
X (BRINKSMEIER et al., 1982). Existem outros métodos de análise direta, como o
magnético e o ultrassônico, que não serão estudados neste momento, porém são interessantes
para a aplicação de análise direta em processos de fabricação.
A Difração de raios-X é uma técnica experimental utilizada para medir diferentes
propriedades de materiais cristalinos, inclusive as tensões residuais. Em seu estado inicial,
sem deformação, um corpo possui distância interplanar (𝑑0) entre seus planos cristalinos,
como pode ser observado na Figura 32:
76
Figura 32 – Difração de raios-X em cristal não deformado
Fonte: Baldwin (1949).
Com isso, tem-se a interpretação do fenômeno de difração, dada por Bragg, em que a
radiação é difratada através de planos naturais do material analisado. Os planos que
proporcionam as reflexões são chamados de planos do reticulado e sua orientação relativa é
descrita pelos índices de Miller, usualmente chamados de h, k, l (MASSA, 2004). Esse
princípio de difração realiza-se a partir de um feixe paralelo de raios x, com o comprimento
de onda do feixe de radiação aplicado λ, recaindo na superfície de um determinado material,
segundo um ângulo de incidência 𝜃0 (idêntico ao ângulo de reflexão), um espaçamento entre
os planos de reflexão do cristal ‘d’ e uma ordem de reflexão ‘n’. Caso a relação de Bragg,
observada na Equação (12), seja satisfeita, este feixe é difratado sob o mesmo ângulo 𝜃0.
2𝑑0𝑠𝑒𝑛𝜃0 = 𝑛𝜆 (12)
Vale destacar que os elementos mencionados na equação de Bragg podem ser
ilustrados na Figura 33:
77
Figura 33 – Geometria de Bragg para a reflexão por planos cristalográficos sucessivos
Fonte: Massa (2004).
Uma vez satisfeitas estas condições ao aplicar raios-X monocromáticos (λ =
Constante), o ângulo 𝜃0, referente a uma intensidade máxima de difração, dependerá da
distância interplanar (𝑑0).
Entendida a situação com o corpo sem deformações, ou seja, em seu estado inicial,
avalia-se o mesmo corpo sob uma tensão σ. Quando se aplica essa tensão, a distância
interplanar (𝑑0) gera um valor∆𝑑 = 𝑑 − 𝑑0, como pode ser observado na Figura 34 em que
d é a distância interplanar do material deformado. Desse modo, tem-se a deformação da rede
cristalina do material e esta é demonstrada pela Equação (13).
𝜀 =∆𝑑
𝑑
(13)
78
Figura 34 – Difração de raios x em cristal deformado
Fonte: BALDWIN (1949).
Sob as condições anteriormente citadas, o ângulo de difração 𝜃0 também varia do seu
estado inicial (corpo sem deformações) e essa variação pode ser mensurada pela técnica de
tensiometria por raios-X. Assim, aplicando a diferenciação da Lei de Bragg obtém-se a
relação entre a deformação 𝜀 e o ângulo de difração 𝜃0, dada pela Equação (14).
𝜀 =∆𝑑
𝑑= −∆𝜃. 𝑐𝑜𝑡𝑔𝜃0
(14)
De modo que quanto maior for o ângulo θ, maior será a exatidão para determinar a
deformação ocorrida no material.
Uma vez mensurado o ângulo de difração, têm-se as deformações elásticas obtidas por
meio das constantes de elasticidade do material e, com isso, é possível que se chegue a
valores de tensões atuantes no corpo. Um caso mais simples dessa relação é apresentado pela
Equação (15).
𝜀 = −𝜎
𝐸 (15)
Das equações (14) e (15) pode-se obter a Equação (16).
𝜎 =𝐸
𝜈∆𝜃. 𝑐𝑜𝑡𝑔𝜃0
(16)
79
Onde,
ν é o coeficiente de Poisson, e
E é o módulo de elasticidade do material.
Para determinar o valor de tensão em qualquer direção paralela à superfície aplica-se o
método denominado método de 𝑠𝑒𝑛2𝜓. Observe o exemplo de um material policristalino em
seu estado inicial na Figura 35a). Se assumido que os grãos, cujos planos atômicos têm os
mesmos índices (hkl), mas com orientações diferentes, então a distância interplanar (d) será
idêntica para todos os grãos independentemente da orientação destes em relação à superfície
do material analisado. Por outro lado, quando o material estiver sob uma determinada tensão
𝜎, (Figura 35b), a distância dos planos atômicos variará.
Nos planos paralelos à direção da carga, a distância diminui e nos planos
perpendiculares, esta aumenta, devido ao coeficiente de Poisson. Nesse fenômeno, a distância
interplanar 𝑑𝜓 para os planos inclinados possui valores intermediários. Desse modo, percebe-
se que o método de avaliação de tensões por raios-X permite medir as deformações dos
cristais, sendo estas orientadas segundo diferentes ângulos 𝜓 em relação à normal da
superfície (Figura 35). Com isso, se um material estiver sob tensões, o ângulo de difração será
diferente do ângulo inicial, de acordo com a Equação (17).
Figura 35 – Distâncias interplanares no estado inicial (a) e sob carga (b)
Fonte: KRAUS (1988).
Uma ilustração de diferentes ângulos [𝜓] pode ser observada na Figura 36:
80
Figura 36 – Ilustração de diferentes ângulos [ψ]
Fonte: Adaptado pelo autor (GNR – ANALYTICAL INSTRUMENTS GROUP TRAINNING, 2015).
Quando se usam raios-X de pouca penetração, o problema da análise de tensões por
esse meio é simplificado, ou seja, aplicando a radiação de 𝐶𝑟 𝐾𝛼 para medir as deformações
no ferro, a profundidade de penetração efetiva da radiação no Fe é de aproximadamente
11µm, conforme se observa na Equação (17).
𝑡𝑒𝑓 =𝑠𝑒𝑛𝜃
𝜇=
𝑠𝑒𝑛 78,1
0,090= 11𝜇𝑚
(17)
Esta profundidade de penetração foi adotada sob algumas condições, pois ela depende,
inclusive, da intensidade da fonte de raios-X. No entanto a profundidade é pequena, sendo
possível concluir que as tensões em seus limites não conseguem se modificar em comparação
às tensões na superfície do material. Pode-se, então, admitir que na superfície da área
analisada haja uma condição de tensão plana.
Para casos de biaxial de tensões existe a possibilidade de excluir o valor inicial da
distância interplanar, caso haja, também, uma condição de tensão plana. Desse modo, tem-se
a Equação (18).
81
𝜀𝜑𝜓 =1 + 𝜈
𝐸𝜎𝜑𝑠𝑒𝑛2𝜓 −
𝜈
𝐸(𝜎11 − 𝜎22)
(18)
Onde 𝜎𝜑 é o valor das tensões que atuam ao longo da superfície do material na direção
arbitrada e 𝜈 é o coeficiente de Poisson.
83
3 METODOLOGIA
A metodologia empregada neste experimento foi seguida conforme Figura 37 abaixo:
Figura 37 – Fluxograma da metodologia aplicada nos experimentos
Fonte: Elaboração pelo autor.
3.1 Definição do Material
Para a realização da análise da tensão residual no perfil e hélice da engrenagem,
definiu-se o aço DIN 19MnCr5, empregado na usinagem do eixo secundário (Figura 38) e
aplicado em transmissões automotivas.
Figura 38 – Modelo de eixo secundário para aplicações automotivas
Fonte: Fotografia do autor.
84
Aplicou-se um critério de separação por corrente parasita em um lote de 200 peças,
separando-os em dois grupos, G2 e G4. O material foi caracterizado, seguindo os critérios de
avaliação de laboratório para análise química, metalografia e ensaios de dureza. Todas as
análises para caracterização do material foram realizadas em Laboratório Químico e
Metalúrgico, seguindo normas FCA – Fiat Chrysler Automobiles (1995), aplicáveis.
3.2 Definição da Ferramenta
Neste experimento, a ferramenta empregada no processo de fresamento dos dentes da
engrenagem do eixo secundário foi uma fresa a caracol, tipo Hob, como demonstra a Figura
39:
Figura 39 - Fresa a caracol empregada para construção das amostras deste estudo
Fonte: Fotografia do autor.
Sua característica construtiva se resume a uma fresa com duas entradas, substrato de
aço sinterizado, revestimento tribológico de TiAlN de multicamadas, cuja espessura pode
atingir até 5µm, com capacidade de trabalho a temperaturas de até 900°C. A Tabela 2 contém
alguns dados técnicos da ferramenta:
85
Tabela 2 - Dados da fresa a caracol
FRESA A CARACOL – COM REVESTIMENTO TRIBOLÓGICO
Material de Revestimento TiAlN (multicamadas)
Microdureza HV 0,05 3.300
Atrito contra o aço (a seco) 0.3 a 0.4
Espessura da camada (µm) 1-5
Estrutura da Camada Nano estruturado
Tensão interna da camada (Gpa) -1.3/-1.5
Temperatura máxima de utilização (°C) 900
Processo de revestimento (°C) 450
Fonte: Elaborado pelo autor.
3.3 Definição do escopo: Análise das etapas experimentais
Após uma análise do processo de fabricação do eixo secundário, foram definidos o
escopo do experimento, seus pontos críticos, onde seriam coletadas as amostras, as inspeções
dimensionais e os ensaios pertinentes ao objetivo deste estudo. Observe na Figura 40 que os
processos críticos definidos nesse experimento foram o processo de forjaria, Hobbing,
Shaving e o processo de carbonitretação, que podem impactar nas distorções de perfil e hélice
do dente.
Figura 40 – Fluxograma das etapas experimentais
Fonte: Elaborado pelo autor.
86
No processo Hobbing, as taxas de velocidade de corte [𝑉𝑐] aplicadas no experimento
foram de 150, 170 e 190 m/min e as taxas de avanço de corte (f) foram de 1,9; 2,2 e 2,5
mm/rot. Como variáveis-resposta do experimento, definiram-se as características
microgeométricas do dente da engrenagem (perfil e hélice) e a tensão residual na superfície
do dente. Além dessas variáveis de resposta, avaliou-se também a tensão residual a uma
profundidade de 0,08mm que é o ponto de intercessão para o sobremetal previsto para o
Shaving.
No processo Shaving e no Tratamento Termoquímico Carbonitretado avaliou-se as
tensões residuais na superfície do dente e a microgeometria em função da microestrutura e
Microdureza do material.
Para os três processos em estudo (Hobbing, Shaving e carbonitretação), avaliou-se a
taxa de variação da tensão residual da superfície do dente até uma profundidade de 0,10mm,
sendo esta medição realizada a cada 0,01mm.
A matriz desse experimento é vista no desenho esquemático na Figura 41 abaixo:
Figura 41 – Desenho esquemático matriz do plano experimental
Fonte: Elaborado pelo autor.
Os processos de fresamento do dente da engrenagem (Hobbing), acabamento do dente
(Shaving), além de o processo de Tratamento Termoquímico Carbonitretado estão ilustrados
nas Figuras 42, 43 e 44, respectivamente.
87
Figura 42 – Processo Hobbing – Fresadora de engrenagem Gleason
Fonte: Fotografia do autor.
Figura 43 Processo Shaving – Raspadora de engrenagem Hurth
Fonte: Fotografia do autor.
88
Figura 44 – Processo Carbonitretação – Forno contínuo
Fonte: Fotografia do autor.
As ferramentas de corte empregadas nos processos Hobbing e Shaving foram a fresa a
caracol (Figura 45) e a Faca Shaving (Figura 46), respectivamente:
Figura 45 – Fresa a caracol tipo Hob empregada nos experimentos
Fonte: Fotografia do autor.
89
Figura 46 – Faca Shaving empregada nos experimentos
Fonte: Fotografia do autor.
3.4 Critérios de estudo e separação de amostras
Os critérios de estudo para este experimento foram definidos da seguinte forma:
Um lote de duzentas peças do material DIN 19MnCr5 foram selecionadas, com o
objetivo de serem analisadas, por comparação, em equipamento de corrente parasita, a fim de
se observar a homogeneidade do lote e caracterizar, de forma amostral, suas propriedades
químicas e metalúrgicas.
As amostras dos grupos G2 e G$ foram separadas, sendo estes divididos em subgrupos
de 7 peças, as quais foram usinadas na fresadora Gleason, com as taxas de velocidade de corte
[𝑉𝑐] de 150, 170 e 190 m/min, e taxas de avanço de corte [f] de 1,9; 2,2 e 2,5 mm/rot.
Durante a usinagem dos dentes da engrenagem do eixo, a potência de corte foi
monitorada e utilizada para a geração dos dentes, por meio do método de leitura direta na tela
do CNC (Comando Numérico Computadorizado) da máquina. O valor de potência
considerado nos experimentos foi o de maior pico, conforme demonstra a Figura 47:
90
Figura 47 – Potência Efetiva – Painel CNC Dentadora Gleason
Fonte: Elaborado pelo autor.
Depois de concluídas as etapas de Hobbing, de Shaving e de carbonitretação do
processo de fabricação da engrenagem, os parâmetros microgeométricos [𝑓𝑓𝛼; 𝑓𝐻𝛼; 𝑓𝑓𝛽; 𝑓𝐻𝛽]
foram mensurados em um tridimensional Wenzel WGT, Figura 47:
Figura 48 – Sistema de medição de engrenagens – Evolventímetro Wenzel WGT 350
Fonte: Fotografia do autor.
91
A tensiometria por difração de raio-X foi obtida através de técnica de difração por
raio-X. O Difratômetro de raios-X empregado nos experimentos é do Fabricante GNR –
Analytical Instruments Group, Figura 49. A Incerteza de Medição (IC) do Difratômetro é de
±50 MPa. O robô possui seis eixos, tubo cerâmico de raios x dos elementos Cr, Cu e Mn, um
gerador de raios-X de 300W, com sistema de refrigeração integrado, um sistema de detecção
rápida e um sistema de alinhamento automático a laser. As condições de difração para análise
no aço DIN 19MnCr5 (aço ferrítico) são com o comprimento de onda a λ Cr= 2.289 Å, 2θ da
Ferrita = 156º, como se observa na Figura 50 e Tabela 3.
Figura 49 – Difratômetro de raio-X
Fonte: Elaborado pelo autor.
92
Tabela 3 - Parâmetros de difração utilizados – Aço Ferrítico
Método de avaliação 𝑆𝑖𝑛2𝜓
Fonte de Radiação Cr-Kα
Filtro (k-β) V
Estrutura do Cristal Cúbica
Ângulo 2θ (aproximado) 156.1
Profundidade média de informação de raios x para ψ=0 5,8µm
Comprimento de onda 2.2897
Plano de difração (hkl) (211)
Modulo de Young 210 GPa
Relação de Poisson 0,30
Fonte: GNR – Analytical Instruments Group (2015)
Figura 50 – Condição de difração para Ferrita
Fonte: Elaborado pelo autor.
Os corpos de prova para análise de difração foram preparados conforme a Figura 51.
As análises da tensão residual foram realizadas na superfície do dente, da superfície em
direção ao núcleo do dente até atingir uma profundidade de 0,10mm, medindo-se a tensão
residual a cada 0,01mm e por fim, medida também a uma profundidade de 0,08mm na linha
de intercessão do sobremetal do Hobbing para o Shaving.
Para as análises das tensões residuais com decréscimo de 0,01mm até atingir 0,10mm
e também a análise dessas tensões a 0,08mm as amostras foram preparadas da seguinte forma:
93
após o corte, inicia-se a corrosão superficial. A composição química da solução utilizada para
o ataque foi 10% 𝐻2𝑆𝑂4+ 10% HF + 10% 𝐻2𝑂+ 70% 𝐻2𝑂2. A velocidade de corrosão média
foi de 6 s/μm. Ao término de 60s de ataque, trocou-se a solução. Após o ataque, fez-se a
limpeza com a solução de 85% 𝐻2𝑂2+ 10% 𝐻2𝑂+ 5% HF. Verifica-se a profundidade de
ataque através da utilização de um perfilômetro, marca Mahr Gmbh, modelo MarSurfXC.
Figura 51 – Preparação das amostras para análise de tensão residual
Fonte: Fotografia do autor.
95
4 EXPERIMENTAÇÃO
4.1 Caracterização do material
O lote de 200 peças do material (Aço DIN 19MnCr5) foi submetido a um critério de
separação por corrente parasita, aplicado no Equipamento Magnatest (Figura 52).
Aleatoriamente, uma amostra (G5) foi escolhida dentre o lote de 200 peças, a qual foi usada
como padrão para atingir a curva zero do dispositivo (Figura 53) e, a partir dela, foram
obtidos quatro subgrupos distintos de material, conforme a Tabela 4:
Figura 52 – Equipamento Magnatest 3.610
Fonte: Fotografia do autor.
Figura 53 – Amostra padrão G5
Fonte: Fotografia do autor.
96
Tabela 4 – Dados das amostras segregadas por corrente parasita (Magnatest)
Código das
Amostras
Escala do dispositivo de
corrente parasita Quantidade Imagem do Magnatest
Amostras do
Grupo 01
‘G1’
40 (20 A 40) 6
Amostras do
Grupo 02
‘G2’
-40 (-20 A -40) 108
Amostras do
Grupo 03
‘G3’
-50 (-50 A -54)
5
Amostras do
Grupo 04
‘G4’
98 (80 A 100) 77
Amostras do
Grupo 05
‘G5’
Peça padrão ‘0’ 5
Fonte: Elaborado pelo autor.
Concluída a segregação, uma amostra de cada grupo, de G1 a G5, foi enviada para
análise no laboratório, seguindo-se com a caracterização do material, conforme Figura 54.
Desse modo, foram obtidas, por representatividade amostral, as características do material de
cada grupo:
97
Figura 54 – Amostras G1 a G5 enviadas para laboratório químico e metalúrgico
Fonte: Fotografia do autor.
Para realizar as análises metalográficas e química foram preparados os corpos de
prova (CP) de dimensões 50x12,5mm. Estes foram cortados na direção normal ao forjamento
(Figura 55 ‘a’ e ‘b’). Após o corte, os corpos de prova foram preparados com lixas com
granulometrias de 180, 220, 320, 400, 600 e 1200 Mesh (Figura 55 ‘c’ até ‘f’) e, em seguida,
foi executado um polimento com feltro impregnado com pasta de diamante, contendo
dimensões 9, 3 e 1 mícron (Figura 55 ‘g’ e ‘h’). Para a análise da microestrutura, essas
amostras foram atacadas com nital 5%, e, posteriormente, analisadas em microscópio ótico
(Zeiss), com aumento máximo de 1000X:
98
Figura 55 – Fases de preparação das amostras para o estudo
Fonte: Fotografia do autor.
Após a preparação das amostras, as análises de dureza Brinell, constituinte e
composição química do material foram realizadas em um laboratório químico e metalúrgico
nos equipamentos, Durômetro Brinell Leco / Modelo: DTLC -3000, Espectrômetro de
emissão ótica Shimadzu / Modelo: OES.5500II e em Microscópio ótico Aristomet Leitz /
Modelo: Variophot , Figura 56.
a) Preparação para corte b) Corte das amostras c) Lixamento inicial
d) Resultado lixamento inicial e) Lixamento parcial f) Resultado lixamento parcial
g) Polimento da amostra h) Resultado polimento
i) Amostras analisadas após
preparação
99
Figura 56– Equipamentos utilizados para os ensaios Laboratoriais nos Corpos de Prova
– G1 a G5
Fonte: Fotografia do autor.
4.1.1 Dados das análises do material
Das amostras enviadas para os ensaios em laboratório, os seguintes resultados foram
obtidos.
4.1.1.1 Análise da Composição Química
A análise química do material DIN 19MnCr5, utilizado para realização dos estudos,
pode ser observada na Tabela 5. Enfatiza-se, assim, que os dados foram distribuídos em
grupos, de G1 a G5:
100
Tabela 5 – Dados das amostras da análise da composição química do aço DIN 19MnCr5
Elemento C Mn Cr Si Cu S P Al
Especificação 0,15 a
0,21
1,00 a
1,30
0,80 a
1,10
0,15 a
0,35
≤
0,030
0,02 a
0,04
≤
0,035
0,02 a
0,05
G1 0,17 1,13 0,98 0,20 0,21 0,03 0,020 0,02
G2 0,16 1,06 0,94 0,19 0,20 0,04 0,018 0,02
G3 0,15 1,08 0,96 0,19 0,20 0,03 0,019 0,02
G4 0,16 1,11 0,97 0,19 0,20 0,03 0,020 0,02
G5 0,15 1,09 0,96 0,19 0,20 0,02 0,010 0,02
Fonte: Elaborado pelo autor.
Analisando a Tabela 5, nota-se pouquíssima variação na composição química entre as
amostras avaliadas. O elemento Carbono (C) está dentro da especificação (0,15 – 0,21),
porém está próximo do limite mínimo. Os elementos de liga Mn e Cr estão dentro da
especificação, mas percebe-se que o Manganês apresenta uma dispersão maior entre as
amostras, ainda que não desperte preocupações para os estudos propostos. As impurezas
presentes nas amostras estão dentro dos limites aceitáveis e com tendência a valores mínimos.
4.1.1.2 Análise Metalográfica
A análise metalográfica do material DIN 19MnCr5 pode ser observada na Tabela 6,
por meio dos dados das amostras G1, G2, G3, G4 e G5:
Tabela 6 - Resultado da análise metalográfica das amostras G1 a G4 do aço DIN
19MnCr5
Características Especificações Encontrado
G1 G2 G3 G4 G5
Dureza (HB) 140 a 185 161 a 162 192 a
194
197 a
198 147 a 150
193 a
195
Microestrutura
Ferrita e Perlita
lamelar
compacta
Ferrita e
Perlita
lamelar
compacta
Acicular Acicular
Ferrita e
Perlita
lamelar
compacta
Acicular
Fonte: Elaborado pelo autor.
101
Observa-se que as amostras G1 e G4 estão com valores de dureza Brinell (HB) mais
próximos da média especificada pela Norma para Aços para Cementação – 52423 (FCA,
NORMA DE MATERIAIS, 1995) e apresentam microestrutura, segundo o especificado. As
amostras G2 e G3 estão com valores mais elevados de dureza (HB), sendo bastante similares
à peça padrão, G5. Além disso, notou-se que a microestrutura não está consoante ao que se
especifica em Norma.
A partir das análises supracitadas e com base na quantidade de amostras dos grupos
G2 e G4, optou-se por avaliar de um modo mais detalhado esses materiais. Assim, a Figura 57
mostra a microestrutura presente na amostra G4 do aço DIN 19MnCr5, evidenciando o
bandeamento da estrutura e a presença de perlita e de ferrita:
Figura 57 – Microestrutura da amostra G4 do aço DIN 19MnCr5
Fonte: Elaborado pelo autor.
A Figura 58 mostra a impressão de microdureza com carga de 98 mN na ferrita, assim
como na perlita.
102
Figura 58 – Microdureza com carga de 98 mN na Ferrita e Perlita da amostra G4
Fonte: Elaborado pelo autor.
A Tabela 7 mostra os resultados de média e de desvio padrão da microdureza obtidos
nas duas diferentes fases da amostra G4 do aço 19MnCr5:
Tabela7 – Resultado da análise da Microdureza da amostra G4 do aço DIN 19MnCr5
Constituinte Média Desvio padrão
Perlita 326,8 27,1
Ferrita 168,6 20,5
Fonte: Elaborado pelo autor.
A Figura 59 mostra a microestrutura presente na amostra G2 do aço DIN 19Mn Cr5,
evidenciando a presença de perlita, de ferrita pró-eutetóide no contorno de grão e de uma fase
acicular:
103
Figura 59 – Microestrutura da amostra G2 do aço DIN 19MnCr5
Fonte: Elaborado pelo autor.
A Figura 60 obtida por elétrons secundários no microscópio eletrônico de varredura da
fase acicular mostrou partículas em formato de bastonete, possivelmente Fe3C (Cementita):
Figura 60 – Imagem por elétrons secundários MEV da amostra G2
Fonte: Elaborado pelo autor.
104
A Figura 61 expõe a impressão de microdureza com carga de 98 mN na estrutura em
forma de bastonetes (a), evidenciando, inclusive, a ferrita (b) e a perlita (c):
Figura 61 – Microdureza com carga de 98 mN na Ferrita e Perlita da amostra G2
(a)
(b)
(c) Fonte: Elaborado pelo autor.
105
A Tabela 8 mostra as microdurezas (média e desvio padrão) das fases perlita, ferrita e
a fase em forma de bastonetes:
Tabela 8 – Resultado da análise da Microdureza da amostra G2 do aço DIN 19MnCr5
Constituinte Média Desvio padrão
Perlita 338,9 37,2
Ferrita 161,6 9,7
Estrutura heterogênea
(bastonetes)
374,6 49,6
Fonte: Elaborado pelo autor.
A estrutura em forma de bastonetes apresentou uma distribuição de valor de dureza
superior, quando comparada à perlita, ao nível de confiança de 95%. Como esse aço é de
baixo carbono e de baixa liga, possivelmente a microestrutura de difícil resolução (bastonetes)
é consequência de um resfriamento mais acelerado, após o forjamento.
4.1.2 Dados das Potências de Usinagem em função das variáveis estudadas
Os produtos foram submetidos ao processo de fabricação e, nessa etapa, focou-se no
processo de geração de dentes do dentado (Hobbing). Segundo critérios pré-estabelecidos na
metodologia já apresentada neste trabalho, partiu-se, então, para a usinagem e coleta dos
resultados, utilizando o material DIN 19MnCr5. O objetivo nesta fase dos experimentos foi
variar parâmetros e coletar os dados da potência requerida da máquina para execução do ciclo
de usinagem. As velocidades de corte [𝑉𝑐] de 150, 170 e 190 m/min e o avanço de corte [f] de
1,9; 2,2 e 2,5 mm/rot foram utilizados e os dados obtidos podem ser observados nas Tabelas 9
e 10:
106
Tabela 9 – Dados de Velocidade de Corte (Vc) das amostras G2 e G4 do processo
Hobbing com avanço constante (f=2,2mm/rot)
Amostra Dureza
(HB) Microestrutura
Código de
Rastreabilidade
Vc
(m/min)
Potência de
corte (Watt)
G4 147 a 162
Ferrita + Perlita
lamelar
compacta
G4 01
170
5684
G4 02 5422
G4 03 5926
G4 04 5728
G4 05 5599
G4 06 5704
G4 07 5845
G4 08
190
5966
G4 09 6030
G4 10 5958
G4 11 6300
G4 12 6059
G4 13 6204
G4 14 5986
G4 15
150
5072
G4 16 4959
G4 17 4911
G4 18 4862
G4 19 4858
G4 20 4822
G4 21 4814
G2 192 a 198 Acicular
G2 01
170
5309
G2 02 5333
G2 03 5257
G2 04 5164
G2 05 5193
G2 06 5261
G2 07 5257
G2 08
190
6429
G2 09 6272
G2 10 6264
G2 11 6337
G2 12 6365
G2 13 6316
G2 14 6192
G2 15
150
5390
G2 16 5104
G2 17 5180
G2 18 4951
G2 19 4999
G2 20 5015
G2 21 4858
Fonte: Elaborado pelo autor.
107
Tabela 10 – Dados de Avanço [f] das amostras G2 e G4 do processo Hobbing com
Velocidade de Corte constante [V_c =170 m\min]
Amostra Dureza
(HB) Microestrutura
Código de
Rastreabilidade Vc
f
(mm/rot)
Potência de
corte (Watt)
G4 147 a 162 Ferrita + Perlita
lamelar compacta
G4 22 170 m/min
2,5
5366
G4 23 170 m/min 5285
G4 24 170 m/min 5479
G4 25 170 m/min 5092
G4 26 170 m/min 5229
G4 27 170 m/min 5245
G4 28 170 m/min 5273
G4 29 170 m/min
1,9
5213
G4 30 170 m/min 5329
G4 31 170 m/min 5221
G4 32 170 m/min 5491
G4 33 170 m/min 5237
G4 34 170 m/min 5136
G4 35 170 m/min 5470
G2 192 a 198 Acicular
G2 22 170 m/min
2,5
5664
G2 23 170 m/min 5740
G2 24 170 m/min 5394
G2 25 170 m/min 5551
G2 26 170 m/min 5434
G2 27 170 m/min 5418
G2 28 170 m/min 5555
G2 29 170 m/min
1,9
5756
G2 30 170 m/min 5708
G2 31 170 m/min 5636
G2 32 170 m/min 5446
G2 33 170 m/min 5644
G2 34 170 m/min 5603
G2 35 170 m/min 5499
Fonte: Elaborado pelo autor.
A leitura da potência efetiva de usinagem é obtida diretamente no software da
fresadora tipo Hobbing. O eixo X da fresadora avança no sentido radial para definir o dentado
(ponto ‘0’ da abscissa da Figura 62). No instante em que a fresa (Hob) toca a peça, aumenta-
se a potência na medida em que a máquina se mantém constante no eixo X, e avança no eixo
Z. Quando a fresa atinge o máximo ponto de contato, tem-se a máxima potência efetiva de
usinagem, sendo este o ponto definido para a leitura da potência dos experimentos:
108
Figura 62 – Valor de Potência obtido na tela do CNC da Fresadora Gleason
Fonte: Elaborado pelo autor.
4.1.3 Dados dimensionais do perfil e hélice do dente
Após as usinagens nos processos Hobbing e Shaving, seguidas de tratamento
termoquímico (Carbonitretado), foram avaliados os dados dimensionais de perfil evolvente e
hélice, os quais podem ser visualizados nas Tabelas 11, 12 e 13:
Tabela 11 – Dados dimensionais de perfil evolvente e hélice no processo Hobbing
Amostra ffα
(µm)
fhα
(µm)
ffβ
(µm)
fhβ
(µm)
Vc
(m/min)
f
(mm/rot)
Potência
de Corte
(Watt)
G2 01 13,0 1,9 10,1 12,5 170,0 2,2 5309,3
G2 02 12,8 -0,3 9,5 13,3 170,0 2,2 5333,5
G2 03 16,2 0,0 11,1 14,2 170,0 2,2 5257,0
G2 04 13,7 3,1 10,4 12,3 170,0 2,2 5164,3
G2 05 15,5 0,9 9,5 12,5 170,0 2,2 5192,5
G2 06 16,2 -1,3 10,8 12,7 170,0 2,2 5261,0
G2 07 13,2 -2,2 8,0 13,0 170,0 2,2 5257,0
G2 08 16,1 -3,3 12,6 10,1 190,0 2,2 6429,2
G2 09 13,0 -0,6 9,0 7,7 190,0 2,2 6272,1
G2 10 12,4 -2,6 9,9 9,9 190,0 2,2 6264,0
G2 11 14,1 0,5 11,1 10,7 190,0 2,2 6336,5
G2 12 14,0 -1,2 8,6 9,3 190,0 2,2 6364,7
G2 13 12,5 -3,8 9,7 8,5 190,0 2,2 6316,4
G2 14 14,6 -2,2 11,3 8,4 190,0 2,2 6191,5
109
(continuação)
G2 15 13,3 -3,8 9,8 11,1 150,0 2,2 5389,9
G2 16 13,3 0,4 9,3 11,7 150,0 2,2 5103,9
G2 17 12,5 -1,4 9,4 11,1 150,0 2,2 5180,4
G2 18 12,4 3,0 9,4 12,9 150,0 2,2 4950,8
G2 19 16,1 -0,1 8,5 11,9 150,0 2,2 4999,1
G2 20 17,2 -1,0 10,6 10,9 150,0 2,2 5015,3
G2 21 13,0 -0,2 8,8 11,2 150,0 2,2 4858,2
G2 22 14,1 -0,7 9,9 11,2 170,0 2,5 5664,0
G2 23 18,0 -2,4 9,9 2,2 170,0 2,5 5740,4
G2 24 14,9 -1,9 11,8 5,9 170,0 2,5 5393,9
G2 25 17,3 -3,3 9,6 3,4 170,0 2,5 5551,0
G2 26 17,7 2,1 8,8 4,2 170,0 2,5 5434,2
G2 27 14,5 -1,9 11,8 5,2 170,0 2,5 5418,1
G2 28 15,8 -1,9 8,8 4,1 170,0 2,5 5555,1
G2 29 14,0 -7,1 7,1 20,3 170,0 1,9 5756,5
G2 30 12,9 0,6 8,9 20,5 170,0 1,9 5708,1
G2 31 11,0 1,7 9,0 21,9 170,0 1,9 5635,6
G2 32 11,4 1,7 7,0 19,1 170,0 1,9 5446,3
G2 33 12,4 2,4 8,3 20,0 170,0 1,9 5643,7
G2 34 14,7 2,6 8,6 21,2 170,0 1,9 5603,4
G2 35 12,0 1,7 7,9 21,1 170,0 1,9 5498,7
G4 01 13,8 -0,3 7,3 13,8 170,0 2,2 5684,0
G4 02 14,3 -1,4 11,3 14,6 170,0 2,2 5422,1
G4 03 15,9 0,4 7,8 13,7 170,0 2,2 5925,7
G4 04 11,5 -2,0 8,6 14,2 170,0 2,2 5728,3
G4 05 14,0 -2,5 8,6 11,5 170,0 2,2 5599,4
G4 06 15,6 -1,4 9,6 10,0 170,0 2,2 5704,1
G4 07 13,4 1,0 11,5 13,2 170,0 2,2 5845,1
G4 08 12,6 -6,9 10,8 9,8 190,0 2,2 5965,9
G4 09 11,4 -8,8 9,4 12,2 190,0 2,2 6030,4
G4 10 12,1 0,9 9,6 9,7 190,0 2,2 5957,9
G4 11 12,0 -4,9 7,7 10,3 190,0 2,2 6300,3
G4 12 14,6 -4,0 10,7 8,4 190,0 2,2 6058,6
G4 13 11,6 -1,5 7,8 9,7 190,0 2,2 6203,6
G4 14 12,1 -2,7 8,4 8,6 190,0 2,2 5986,1
G4 15 18,1 2,0 7,8 13,4 150,0 2,2 5071,7
G4 16 15,3 -0,2 11,5 12,3 150,0 2,2 4958,9
G4 17 13,1 3,1 9,3 14,4 150,0 2,2 4910,5
G4 18 12,7 0,0 8,4 13,6 150,0 2,2 4862,2
G4 19 16,6 0,2 11,4 12,8 150,0 2,2 4858,2
G4 20 14,7 1,2 7,5 14,6 150,0 2,2 4821,9
G4 21 13,5 1,0 8,2 13,0 150,0 2,2 4813,8
G4 22 16,9 -5,9 10,6 2,9 170,0 2,5 5365,7
G4 23 17,5 -5,3 10,5 4,3 170,0 2,5 5285,2
G4 24 15,0 -5,1 9,4 2,0 170,0 2,5 5478,5
110
(continuação)
G4 25 13,7 -4,8 9,6 2,8 170,0 2,5 5091,8
G4 26 13,6 -5,1 9,7 3,1 170,0 2,5 5228,8
G4 27 13,8 -6,0 10,9 5,5 170,0 2,5 5244,9
G4 28 16,4 -3,5 12,5 5,9 170,0 2,5 5273,1
G4 29 12,2 4,0 7,6 21,7 170,0 1,9 5212,6
G4 30 12,4 4,8 8,2 19,9 170,0 1,9 5329,5
G4 31 13,4 4,1 7,7 21,6 170,0 1,9 5220,7
G4 32 14,1 3,8 7,4 21,9 170,0 1,9 5490,6
G4 33 13,2 3,9 9,7 24,3 170,0 1,9 5236,8
G4 34 14,0 4,9 7,9 22,9 170,0 1,9 5136,1
G4 35 13,9 4,4 7,7 22,1 170,0 1,9 5470,5
Fonte: Elaborado pelo autor.
Tabela 12 – Dados dimensionais de perfil evolvente e hélice no processo Shaving
Amostra ffα
(µm)
fhα
(µm)
ffβ
(µm)
fhβ
(µm)
Tensão
Residual na
Superfície
(MPa)
G2 01 2,8 -6,6 2,0 25,2 -415
G2 03 3,6 -5,4 2,4 26,4 -403
G2 04 3,0 -5,8 2,0 25,8 -391
G2 05 2,8 -4,9 2,1 25,2 -424
G2 08 3,0 -5,3 2,5 22,1 -436
G2 10 2,9 -5,3 1,9 25,7 -352
G2 11 3,0 -5,2 1,9 24,8
G2 17 2,8 -5,7 2,2 23,9 -461
G2 21 4,0 -6,0 1,8 23,5 -438
G2 22 2,6 -6,3 2,3 23,7 -422
G2 30 2,6 -4,3 2,1 25,7 -449
G4 07 2,5 -5,1 2,1 24,9 -406
G4 09 2,3 -5,6 3,0 25,5 -350
G4 10 2,5 -6,0 2,0 25,9
G4 12 2,7 -5,5 2,4 25,3
G4 13 2,4 -5,5 2,4 25,4 -379
G4 14 2,3 -5,3 2,2 25,6 -373
G4 16 2,4 -5,3 1,8 25,2 -361
G4 20 2,6 -6,2 1,9 26,0 361
G4 21 2,3 -5,5 1,8 25,3
G4 22 2,5 -7,0 1,9 25,0 -370
G4 26 2,5 -5,0 2,8 24,4 -353
G4 28 2,9 -5,4 1,7 24,2 -383
G4 35 2,8 -5,2 1,8 27,2 -387
Fonte: Elaborado pelo autor.
111
Tabela 13 – Dados dimensionais de perfil evolvente e hélice no processo de
carbonitretação
Amostra ffα
(µm)
fhα
(µm)
ffβ
(µm)
fhβ
(µm)
G2 03 4,9 -15,7 3,0 13,9
G2 04 5,3 -16,7 4,0 13,6
G2 05 4,8 -15,6 3,3 10,9
G2 06 4,2 -14,6 3,0 10,9
G2 07 5,6 -16,7 3,3 9,9
G2 10 5,2 -18,1 3,0 15,6
G2 11 4,7 -17,6 2,9 8,8
G2 12 5,0 -15,1 3,1 11,7
G2 13 5,8 -16,1 2,5 9,7
G2 14 4,6 -15,7 3,1 13,9
G2 16 5,1 -16,8 3,1 13,0
G2 18 4,6 -15,3 3,3 9,7
G2 19 4,9 -15,4 3,2 8,5
G2 20 4,8 -17,4 2,8 10,7
G2 21 5,1 -17,5 3,3 10,0
G2 24 5,0 -17,0 2,9 6,8
G2 25 4,8 -13,6 3,2 8,1
G2 26 5,1 -14,8 3,3 9,9
G2 27 4,5 -16,2 4,0 9,6
G2 28 4,3 -17,5 4,5 10,7
G2 31 4,8 -14,2 3,4 12,0
G2 32 4,4 -16,6 2,8 13,1
G2 33 5,3 -15,9 2,8 11,7
G2 34 4,7 -15,3 2,9 10,4
G2 35 5,0 -17,6 3,2 15,6
G4 01 4,6 -17,6 3,8 7,8
G4 02 4,0 -22,1 2,9 10,0
G4 04 4,2 -17,8 2,6 6,4
G4 05 5,0 -18,9 3,2 11,4
G4 06 4,9 -15,8 2,8 9,4
G4 08 4,5 -16,9 3,0 10,0
G4 09 4,8 -18,5 2,8 7,6
G4 10 5,0 -16,3 2,8 8,0
G4 12 5,0 -17,5 3,0 6,6
G4 14 4,4 -16,7 2,7 5,8
G4 17 4,6 -20,4 3,5 7,1
G4 18 4,9 -19,0 2,9 8,9
G4 19 5,0 -15,9 2,9 4,7
G4 21 4,6 -17,1 3,2 3,7
G4 23 3,8 -17,0 2,7 6,9
112
(continuação)
G4 25 4,7 -21,0 3,4 12,5
G4 26 4,5 -15,0 3,2 6,8
G4 27 4,8 -20,0 2,7 9,8
G4 28 4,8 -19,8 3,4 11,9
G4 29 5,1 -17,1 3,6 8,2
G4 30 5,7 -20,1 2,8 9,7
G4 31 4,7 -20,0 2,3 10,0
G4 32 5,3 -17,6 3,1 6,4
G4 33 5,1 -14,6 3,1 8,4
G4 34 5,1 -17,3 2,8 9,3
Fonte: Elaborado pelo autor.
4.1.4 Tensões residuais do dente
4.1.4.1 Dados de tensões na superfície do dente
Para o processo Hobbing os dados de tensão residual na superfície do dente e na linha
de intercessão de sobremetal para o shaving (0,08mm de profundidade a partir da superfície)
foram registrados na Tabela 14. Vinculados a estes dados também, a Tabela 14 mostra a
correlação deles com os parâmetros de usinagem empregados no experimento:
Tabela 14 – Dados das amostras G2 e G4 – Correlação das variáveis [Vc], [f], Potência
Efetiva e Tensão Residual (IC = ±50 MPa)
Amostra Vc
(m/min)
f
(mm/rot)
Potência
de Corte
(Watt)
Tensão Residual
na Superfície
(MPa)
Tensão Residual a
0,08mm
(MPa)
G2 02 170,0 2,2 5333,5 331 38
G2 03 170,0 2,2 5257,0 405 32
G2 04 170,0 2,2 5164,3 369
G2 05 170,0 2,2 5192,5 404
G2 09 190,0 2,2 6272,1 388 -4
G2 10 190,0 2,2 6264,0 467 53
G2 11 190,0 2,2 6336,5 440
G2 12 190,0 2,2 6364,7 452
G2 15 150,0 2,2 5389,9 375 -18
G2 16 150,0 2,2 5103,9 436 -67
G2 17 150,0 2,2 5180,4 353
G2 18 150,0 2,2 4950,8 420
G2 23 170,0 2,5 5740,4 385 -13
113
(continuação)
G2 24 170,0 2,5 5393,9 453 -39
G2 25 170,0 2,5 5551,0 415
G2 26 170,0 2,5 5434,2 441
G2 29 170,0 1,9 5756,5 376 -58
G2 30 170,0 1,9 5708,1 427 -18
G2 31 170,0 1,9 5635,6 482
G2 32 170,0 1,9 5446,3 384
G4 03 170,0 2,2 5925,7 413 98
G4 04 170,0 2,2 5728,3 448 -56
G4 05 170,0 2,2 5599,4 380
G4 06 170,0 2,2 5704,1 396
G4 11 190,0 2,2 6300,3 437 -12
G4 12 190,0 2,2 6058,6 439 140
G4 13 190,0 2,2 6203,6 459
G4 14 190,0 2,2 5986,1 423
G4 15 150,0 2,2 5071,7 398 -97
G4 16 150,0 2,2 4958,9 360 51
G4 17 150,0 2,2 4910,5 436
G4 18 150,0 2,2 4862,2 370
G4 24 170,0 2,5 5478,5 375 -34
G4 25 170,0 2,5 5091,8 436 81
G4 26 170,0 2,5 5228,8 365
G4 27 170,0 2,5 5244,9 457
G4 32 170,0 1,9 5490,6 415 36
G4 33 170,0 1,9 5236,8 456 43
G4 34 170,0 1,9 5136,1 416
G4 35 170,0 1,9 5470,5 456
Fonte: Elaborado pelo autor.
4.1.4.2 Dados de tensões na direção radial e sentido ao núcleo do dente
A Tabela 15 apresenta os valores de tensão residual, obtidos a partir dos processos
Hobbing, Shaving e Tratamento Termoquímico Carbonitretado. Os valores foram medidos a
cada 0,010mm até atingir uma profundidade de 0,10mm.
114
Tabela 15 – Tensão residual na direção radial e sentido ao núcleo do dente nos processos
Hobbing, Shaving e Carbonitretadas
Profundidade
(mm)
Tensão Residual (MPa)
G2-105
Hobbing
G4-40
Hobbing
G2-36
Shaving
G4-39
Shaving
G2-37
Carbonitretadas
G4-37
Carbonitretadas
0 712 593 -389 -383 -336 -392
0,01 366 251 -238 -225 -400 -390
0,02 169 239 -189 -229 -536 -346
0,03 51 112 -166 -212 -473 -441
0,04 4 39 -158 -120 -368 -293
0,05 -48 -9 -121 -124 -314 -416
0,06 -21 7 -117 -188 -381 -371
0,07 -30 6 -139 -118 -270 -420
0,08 -30 15 -158 -142 -286 -253
0,09 -41 -74 -143 -184 -328 -313
0,10 -34 0 -63 -103 -305 -322
Fonte: Elaborado pelo autor.
115
5 ANÁLISE E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS
Após a realização dos experimentos, os dados foram submetidos a uma análise
estatística, avaliados e discutidos. Essas análises foram aplicadas nas relações de avanço de
corte, de velocidade de corte e material com os resultados de microgeometria do dente e
tensão residual. Uma análise, embora oriunda dos parâmetros de corte, foi realizada da
relação entre a tensão residual e a potência de corte.
5.1 Influência da velocidade de corte [𝑽𝒄], avanço [f] e material na potência de corte [W]
Com todos os dados das taxas de variação de velocidade de corte e avanço aplicados
nas amostras G2 e G4, foram obtidos, nos experimentos, os valores de potência de corte.
Antes de entender a influência desses parâmetros na potência de corte, aplicou-se o teste de
normalidade (Shapiro Wilk) para avaliar se as amostras apresentavam uma distribuição
normal, constando-se que todas as amostras se comportam desta forma. Os resultados desse
teste estão nos Gráficos 1 e 2.
116
Gráfico 1 – Teste de normalidade das amostras G2 e G4 [Vc] x [W]
Fonte: Elaborado pelo autor.
a) G2 Vc 150m/min b) G2 170m/min
c) G2 190m/min d) G4 170m/min
e) G4 170m/min f) G4 170m/min
Histogram: G2 - Potência (W) - Vc=150m/min.; f=2,2mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,94545, p=,68821
Expected Normal
4800 4900 5000 5100 5200 5300 5400
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
Histogram: G2 - Potência (W) - Vc=170m/min.; f=2,2mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,93981, p=,63699
Expected Normal
5100 5150 5200 5250 5300 5350
X <= Category Boundary
0
1
2
3
No. of obs.
Histogram: G2 - Potência (W) - Vc=190m/min.; f=2,2mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,99157, p=,99577
Expected Normal
6150 6200 6250 6300 6350 6400 6450
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
Histogram: G4 - Potência (W) - Vc=150m/min.; f=2,2mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,88264, p=,23844
Expected Normal
4750 4800 4850 4900 4950 5000 5050 5100
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
Histogram: G4 - Potência (W) - Vc=170m/min.; f=2,2mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,97024, p=,90017
Expected Normal
5300 5400 5500 5600 5700 5800 5900 6000
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
Histogram: G4 - Potência (W) - Vc=190m/min.; f=2,2mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,84838, p=,11876
Expected Normal
5900 5950 6000 6050 6100 6150 6200 6250 6300 6350
X <= Category Boundary
0
1
2
3
No. of obs.
117
Gráfico 2 – Teste de normalidade das amostras G2 e G4 [f] x [W]
Fonte: Elaborado pelo autor.
Avaliando-se o Gráfico 3 percebe-se que as amostras G2 apresentam uma dispersão
maior de potência de corte, além de potências mais elevadas, em comparação com as amostras
de G4, quando se usina com [𝑉𝑐] =150m/min. Em função dessa dispersão, é vista, também,
uma maior margem de erro para G2. Quando se aumenta a velocidade de corte para [𝑉𝑐] =170
m/min essa situação é revertida, pois G2 fica com dispersão reduzida em relação a G4, além
de ter potência de corte menor, como demonstra o Gráfico 3. Os maiores valores de potência
foram identificados para as amostras usinadas com [𝑉𝑐] =190m/min, tendo G2 predominante
com esta característica, segundo o Gráfico 3. De um modo geral, percebe-se um aumento na
potência de corte à medida que a velocidade [𝑉𝑐] aumenta para ambas as amostras de
materiais avaliadas.
a) Amostra G4 - f= 1,9 mm/rot b) Amostra G4 - f= 2,5 mm/rot
a) Amostra G2 - f= 1,9 mm/rot b) Amostra G2 - f= 2,5 mm/rot
Histogram: Grupos G1 e G4 - Potência de corte (W) - f = 1,9 mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,89010, p=,27518
Expected Normal
5100 5150 5200 5250 5300 5350 5400 5450 5500
X <= Category Boundary
0
1
2
3
No. of obs.
Histogram: Grupos G1 e G4 - Potência de corte (W) - f = 2,5 mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,96435, p=,85508
Expected Normal
5050 5100 5150 5200 5250 5300 5350 5400 5450 5500
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
Histogram: Grupos G2, G3 e G5 - Potência de corte (W) - f = 1,9 mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,95596, p=,78345
Expected Normal
5400 5450 5500 5550 5600 5650 5700 5750 5800
X <= Category Boundary
0
1
2
3
No. of obs.
Histogram: Grupos G2, G3 e G5 - Potência de corte (W) - f = 2,5 mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,91610, p=,43974
Expected Normal
5350 5400 5450 5500 5550 5600 5650 5700 5750
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
Histogram: Grupos G1 e G4 - Potência de corte (W) - f = 2,5 mm/rot.
Shapiro-Wilk W=,96435, p=,85508
Expected Normal
5050 5100 5150 5200 5250 5300 5350 5400 5450 5500
X <= Category Boundary
0
1
2
No. of obs.
118
Gráfico 3 – Potência de corte [W] em função do material e velocidade de corte [V_C]
Fonte: Elaborado pelo autor.
Observe-se, no Gráfico 4, que quando mantida a velocidade de corte constante
[𝑉𝑐]=170m/min e variando-se o avanço [f] de 1.9 a 2.5 mm/rot, a potência de corte do sistema
se conserva com valores muito próximos. Comparando-se as amostras G2 e G4, nota-se o
mesmo comportamento anteriormente mencionado em relação à variação de velocidade, isto
é, G2 tende a exigir maior potência que as amostras G4.
Gráfico 4 – Potência efetiva [W] de corte em função do material e Avanço [f]
Fonte: Elaborado pelo autor.
119
5.2 Influência do material e dos parâmetros de corte nas distorções microgeométricas do
perfil (Evolvente) e hélice do dente
Foram avaliados os níveis de distorção do perfil (evolvente) e da hélice no dente da
engrenagem. Os parâmetros de material considerados como importantes para o estudo foram a
microestrutura (ferrita/perlita x acicular) e a Microdureza (HB). Já os parâmetros de corte
foram a velocidade de corte [𝑉𝑐] e o avanço [f]. Com esta configuração, o processo Hobbing
foi avaliado. Especificamente para os processos Shaving e Tratamento Termoquímico
Carbonitretado somente a influência do material e da tensão residual na microgeometria do
dente foi avaliada.
5.2.1 Distorções microgeométricas em função da velocidade de corte e material – processo
Hobbing
O Gráfico 5 mostra os níveis de distorções do erro de forma do perfil evolvente [𝑓𝑓𝛼]
no processo Hobbing, demonstrando ser mais estável com as amostras G2. Nas amostras G4,
na medida em que se aumenta a velocidade de corte [𝑉𝑐] nota-se uma redução desse erro:
Gráfico 5 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_fα] versus velocidade de corte
[V_C]- Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
O Gráfico 6 expõe os níveis de distorções do erro de inclinação do perfil evolvente
[𝑓𝐻𝛼] no processo Hobbing, demonstrando-se mais estável com as amostras G2. Nas amostras
120
G4, na medida em que se aumenta a velocidade de corte [𝑉𝑐] há uma redução desse erro,
porém a dispersão aumenta de modo significativo. Observa-se que, no Gráfico 4 b), quando se
tem uma velocidade de corte [𝑉𝑐] de 190m/min, a margem de erro em função do desvio
padrão eleva-se substancialmente.
Gráfico 6 – Dados de erro angular do perfil evolvente [f_Hα] versus velocidade de corte
[V_C]- Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
Os principais erros microgeométricos da hélice do dente são o erro de forma de hélice
[𝑓𝑓𝛽] e o erro de inclinação [𝑓𝐻𝛽]. Os dados estatísticos desses erros podem ser observados
nos Gráficos 7 e 8.
O Gráfico 7 apresenta os dados do erro de forma da hélice [𝑓𝑓𝛽] das amostras dos
materiais G2 e G4. Nota-se que não há variações em elevada escala a partir da variação da
taxa de velocidade de corte [𝑉𝑐].
121
Gráfico 7 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus velocidade de corte [V_C]-
Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
No Gráfico 8 estão expostos os dados de [𝑓𝐻𝛽] das amostras G2 e G4, demonstrando
que não há grande discrepância entre os dois materiais. No que tange à velocidade de corte
tem-se um comportamento inversamente proporcional, ou seja, na medida em que se aumenta
a velocidade de corte, tem-se erros menores no ângulo de inclinação [𝑓𝐻𝛽].
Gráfico 8 – Dados de erro de inclinação da hélice [f_Hβ] versus velocidade de corte
[V_C] -Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
122
5.2.2 Distorções microgeométricas em função do avanço [f] e material – processo Hobbing
Seguindo com o experimento, taxas de variação do avanço foram aplicadas, além de o
comportamento das distorções microgeométricas nas amostras de G2 e G4, no processo
Hobbing, ser avaliado.
O Gráfico 9 expõe os níveis de distorções do erro de forma do perfil evolvente [𝑓𝑓𝛼]
no processo Hobbing quando se varia a taxa de avanço. Em ambas as amostras, G2 e G4, na
medida em que se aumenta o avanço [f] há, também, um aumento do erro microgeométrico.
Gráfico 9 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_fα] versus avanço [f]- Processo
Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
O Gráfico 10 apresenta os níveis de distorções do erro de inclinação do perfil
evolvente [𝑓𝐻𝛼] no processo Hobbing. Para as amostras G2, a margem de erro em função do
desvio padrão são mais elevadas quando comparadas às amostras G4, no entanto a média
desses erros se mantém mais estável em G2, na medida em que se aumenta o avanço. É
possível observar uma inversão de sinal dos erros angulares para as duas amostras quando o
avanço está com 2,5mm/rot.
123
Gráfico 10 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_Hα] versus avanço [f] –
Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor
Os erros microgeométricos principais da hélice do dente são o erro de forma de hélice
[𝑓𝑓𝛽] e o erro de inclinação [𝑓𝐻𝛽]. Os dados estatísticos desses erros podem ser observados
nos Gráfico 11 e 12.
Observa-se, no Gráfico 11, que o erro de forma da hélice não sofre influências
significativas em função do avanço de corte. Há uma dispersão maior nas amostras de G4
quando o avanço está em 2,2mm/rot, mas não tão representativa quando se compara com a
mesma taxa de avanço aplicada nas amostras de G2.
Gráfico 11 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus avanço [f]- Processo
Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
124
No Gráfico 12 são apresentados os dados das amostras G2 e G4, sendo perceptível,
também, que não há grande discrepância entre os dois materiais. No que tange às taxas de
avanço de corte [f], nota-se que com o avanço de corte maior, há erros menores no ângulo de
inclinação [𝑓𝐻𝛽], ou seja, apresenta um comportamento inversamente proporcional.
Gráfico 12 – Dados de erro de inclinação da hélice [f_Hβ] versus avanço [f]- Processo
Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
5.2.3 Distorções microgeométricas em função do material – processo Shaving
No processo Shaving as distorções microgeométricas [𝑓𝑓𝛼; 𝑓𝐻𝛼; 𝑓𝑓𝛽; 𝑓𝐻𝛽] foram
avaliadas somente do ponto de vista do material. Seguindo a mesma metodologia, o teste de
normalidade foi aplicado, a fim de verificar a distribuição dos dados. Assim, o Gráfico 13 [a e
b] mostra os resultados obtidos para o erro de forma [𝑓𝑓𝛼]:
125
Gráfico 13 – Dados de erro de forma do perfil evolvente [f_fα] versus material –
Processo Shaving
a)
b)
c)
Fonte: Elaborado pelo autor.
Embora os valores desses erros microgeométricos sejam baixos sob o ponto de vista
mecânico, não levando em consideração o campo de tolerância de engenharia, percebe-se, no
Gráfico 13 c), que as amostras G4 apresentaram uma distorção do erro de forma menor que as
amostras G2, além de a dispersão dos dados também se mostrar menor. Uma propriedade
mecânica que pode ter contribuído para esse fenômeno é a dureza do material que, por estar
menor que as amostras G2, permite um maior grau de compressão realizada pela ferramenta
Shaving e, com isso, uma forma microgeométrica melhor ao perfil do dente é dada.
O Gráfico 14 expõe os dados do erro de inclinação do perfil evolvente [𝑓𝐻𝛼]. Com
relação a esse parâmetro do perfil do dente, diferenças significativas entre as amostras G2 e
G4 não foram apresentadas:
126
Gráfico 14 Dados de erro de inclinação do perfil evolvente [f_Hα] versus material –
Processo Shaving
a)
b)
c)
Fonte: Elaborado pelo autor.
Após as análises do perfil gerado pelo processo Shaving, os dados de hélice foram
analisados, tanto o erro de forma [𝑓𝑓𝛽] quanto o erro de inclinação [𝑓𝐻𝛽] para esse mesmo
processo. Os dados de erro de forma da hélice podem ser observados no Gráfico 15:
127
Gráfico 15 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus material – Processo Shaving
a)
b)
c)
Fonte: Elaborado pelo autor.
Os dados de erro de forma das amostras avaliadas apresentam distribuição normal,
como apontam os Gráficos 15a e 15b. No Gráfico 15c evidenciam-se as dispersões e a
margem de erro onde se observa que G4 possui erros maiores em comparação às amostras G2,
além de os dados estarem mais dispersos. De igual modo, uma análise foi realizada no erro de
inclinação da hélice para ambas as amostras, o que pode ser observado no Gráfico 16. Os
erros de inclinação das amostras G4 foram superiores aos erros das amostras G2, no entanto
G4 mostrou-se com uma dispersão menor.
128
Gráfico 16 – Dados de erro de forma da hélice [f_Hβ] versus material – Processo
Shaving
a)
b)
c)
Fonte: Elaborado pelo autor.
5.2.4 Distorções microgeométricas em função do material – processo de Tratamento
Termoquímico Carbonitretado
Os dados de distorções microgeométricas foram avaliados em função das
características do material empregado nas amostras G2 e G4 no processo de Tratamento
Termoquímico Carbonitretado. As amostras foram submetidas a este processo logo após o
processo Shaving e depois de controladas as dimensões no tridimensional Wenzel, obtendo-
se, dessa forma, os dados os quais foram submetidos às análises estatísticas. O Gráfico 17
expõe os resultados estatísticos das amostras G2 e G4 para o erro de forma do perfil evolvente
[𝑓𝑓𝛼]:
129
Gráfico 17 – Dados de erro de forma do perfil [f_fα] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado
a) Material G2
b) Material G4
c) Materiais G2 e G4
Fonte: Elaborado pelo autor.
No Gráfico 17c nota-se que as distorções de erro de forma no perfil evolvente são bem
similares e ambas as curvas demostram uma distribuição normal, Gráfico 17a e 17b. Já o
Gráfico 18 expõe os dados do erro de inclinação do perfil e apresentam distribuição normal,
sendo que erros maiores, em módulo, e mais dispersos podem ser vistos nas amostras G4 em
comparação às amostras de G2:
130
Gráfico 18 – Dados de erro de inclinação do perfil [f_Hα] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado
a) Material G2
b) Material G4
c) Materiais G2 e G4
Fonte: Elaborado pelo autor.
Os erros microgeométricos da hélice do dente estão demonstrados a seguir. No
Gráfico 19, os dados do erro de forma da hélice [𝑓𝑓𝛽] são vistos, sendo os erros e dispersão
maiores nas amostras G2 em comparação à G4, mas não tão discrepantes:
131
Gráfico 19 – Dados de erro de forma da hélice [f_fβ] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado
a) Material G2
b) Material G4
c) Materiais G2 e G4
Fonte: Elaborado pelo autor.
No Gráfico 20 estão expostos os dados do erro de inclinação do dente [𝑓𝐻𝛽].
Observam-se erros maiores para as amostras G2, mas, com relação às dispersões, estas
apresentam similaridades para ambas as amostras:
132
Gráfico 20 – Dados de erro de inclinação da hélice [f_Hβ] versus material – Processo de
Tratamento Termoquímico Carbonitretado
a) Material G2
b) Material G4
c) Materiais G2 e G4
Fonte: Elaborado pelo autor.
5.3 Análise da tensão residual no dente
5.3.1 Influência dos parâmetros de usinagem na tensão residual na superfície
Após as análises dimensionais de perfil (evolvente) e de hélice, algumas amostras
foram submetidas à análise de tensão residual no Difratômetro de Raios-X (Figura 62a. a
preparação das amostras seguiu o padrão apresentado na Figura 62c. O método empregado
para a análise supracitada foi o método de 𝑠𝑒𝑛2𝜓:
As análises, segundo o método de 𝑠𝑒𝑛2𝜓, geram gráficos específicos que se
correlacionam à intensidade versus o ângulo 2θ, ao ângulo 𝜓 versus ângulo 2θ e, por fim, à
133
distância ‘d’ versus o 𝑠𝑒𝑛2𝜓. Uma análise foi realizada em amostras durante os processos
Hobbing e Shaving.
O Gráfico 21 mostra o espaçamento entre os planos [211] [d] da estrutura cristalina em
relação ao valor de [𝑠𝑒𝑛2𝜓], em radianos, no processo Shaving.
Gráfico 21 – Análise Difratômetro [d] x [〖sen〗^2 ψ] Amostra G2 08 – Processo
Shaving
Fonte: Elaborado pelo autor.
É possível observar a relação do ângulo de difração [𝜓] com o ângulo [2θ] no Gráfico
22. Na amostra usinada no Shaving, quando o ângulo [𝜓] coincide com a normal ao plano da
amostra avaliada, o ângulo 2θ é o menor encontrado. Na medida em que se varia o ângulo de
difração (positivo ou negativo), os valores de 2θ aumentam, formando uma parábola côncava,
caracterizando, assim, uma tensão de compressão.
134
Gráfico 22 – Ângulo de difração [ψ] x ângulo [2θ] – Processo Shaving
Fonte: Elaborado pelo autor.
Para cada ângulo de difração [𝜓] existe uma avaliação da intensidade, conforme
aponta o Gráfico 23:
Gráfico 23 – Intensidade x ângulo [2θ] – Processo Shaving
Fonte: Elaborado pelo autor.
No processo Hobbing, a inclinação das duas retas não é a mesma e essa diferença de
inclinação caracteriza tensão de cisalhamento, sendo possível perceber, no Gráfico 24, que há
um distanciamento do parâmetro [d] das retas positiva e negativa, conforme ângulo [𝜓]:
135
Gráfico 24 – [d] x [〖sen〗^2 ψ] Amostra G2 08 – Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
Além disso, é observado, no Gráfico 25, que a parábola gerada entre o ângulo de
difração e o ângulo 2θ é convexa, caracterizando, dessa forma, a tensão de tração. É bem
sugestivo atribuir este fenômeno à característica de corte da ferramenta Hob, que é um corte
de cisalhamento entre o movimento relativo do eixo da ferramenta e o eixo da peça que
promove o corte:
Gráfico 25 – Ângulo de difração [ψ] x ângulo [2θ] – Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
Seguindo o mesmo critério utilizado no processo Shaving, para cada ângulo de
difração [𝜓] há uma avaliação da intensidade, conforme demonstra o Gráfico 26:
136
Gráfico 26 – Intensidade x ângulo [2θ] – Processo Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
As análises de tensiometria foram realizadas nos materiais das amostras G2 e de G4,
sendo observado um comportamento comum entre elas. O que se destaca é a característica
peculiar entre os processos Shaving e Hobbing. Alguns dos gráficos das análises
tensiométricas realizadas neste experimento estão disponíveis no Apêndice como exemplo.
Os dados das tensões residuais obtidos a partir da variação da taxa de avanço e da
velocidade de corte no processo Hobbing podem ser observados nos Gráficos 27 e 28:
Gráfico 27 - Tensão residual x [V_c] após processo de Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
137
Gráfico 28 - Tensão residual x [f] após processo de Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
Tensões residuais de tração foram obtidas nas amostras G2 e G4 durante o processo de
Hobbing, tanto para as variações de taxas de velocidade de corte quanto para as variações nas
taxas de avanços (Gráficos 27 e 28). Em ambas as situações, percebe-se que a dispersão da
tensão residual entre as amostras avaliadas está muito próxima.
5.3.2 Tensão residual na superfície do dente para as amostras G2 e G4 – processo Shaving
Como o processo Shaving possui uma característica de corte distinta em relação ao
processo Hobbing, avaliou-se a influência desse processo na geração de tensão residual no
dente. O teste de normalidade foi aplicado para as amostras G2 e G4, como é visto nos
Gráfico 29a e 29b. Os demais resultados estatísticos dessa análise podem ser avaliados no
Gráfico 29c:
138
Gráfico 29 - Tensão residual para as amostras G2 e G4 após processo de Shaving
a) Material G2
b) Material G4
c) Materiais G2 e G4
Fonte: Elaborado pelo autor.
Como se observa no Gráfico 29a e 29b ambas as amostras apresentam uma
distribuição normal. O Gráfico 29c mostra que os níveis de tensão das amostras G4 são
inferiores aos níveis das amostras G2, além de apresentarem uma estabilidade menor.
Ressalta-se que as tensões residuais impressas na superfície do dente são de compressão, ou
seja, diferem das tensões do processo Hobbing, sendo estas tensões de tração.
5.3.3 Tensão residual a 0,08mm de profundidade da superfície do dente - sobremetal do
Hobbing para o Shaving
A análise de distribuição normal desses dados foi realizada e dada como positiva –
Gráfico 30a e 30b. Os dados estatísticos de tensão residual na linha de sobremetal do Shaving,
139
isto é, a 0,08mm de profundidade da superfície do dente, podem ser avaliados no Gráfico 31c.
Esta análise foi realizada em dois grupos de amostras, G2 e G4:
Gráfico 30 – Distribuição normal da tensão residual a 0,08mm de profundidade da
superfície do dente
Fonte: Elaborado pelo autor.
O Gráfico 31 apresenta os dados da tensão residual a 0,08mm, após o processo
Hobbing. Observa-se que a tensão residual, em média, fica em torno de zero, ou seja, a tensão
de tração oriunda do processo de fabricação do dente da engrenagem não atinge a linha de
corte do processo Shaving:
Gráfico 31 - Tensão residual a 0,08mm para as amostras após processo de Hobbing
Fonte: Elaborado pelo autor.
a) Amostras G2 b) Amostras G4
Histogram: G2 - Tensão residual a 0,08mm da superfície (MPa) - Geral
Shapiro-Wilk W=,94666, p=,62915
Expected Normal
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60
X <= Category Boundary
0
1
2
3
4
No. of obs.
Histogram: G4 - Tensão residual a 0,08mm da superfície (MPa) - Geral
Shapiro-Wilk W=,97935, p=,96157
Expected Normal
-150 -100 -50 0 50 100 150
X <= Category Boundary
0
1
2
3
No. of obs.
140
5.3.4 Variação da tensão residual na direção radial no sentido superficial ao núcleo do dente
A tensão residual ao longo da profundidade do dente, ou seja, no sentido da superfície
para o núcleo do dente foi avaliada, com o objetivo de se entender a taxa de variação da
tensão residual nos processos de geração do dente (Hobbing), o acabamento do perfil
evolvente e hélice (Shaving), e o processo de Tratamento Termoquímico Carbonitretado. As
curvas dessa taxa de variação estão no Gráfico 32:
Gráfico 32 – Taxa de variação da tensão residual a um 0,10mm da profundidade do
dente
Fonte: Elaborado pelo autor.
No processo Hobbing, é observada uma curva exponencial negativa, na medida em
que esta se desloca em sentido ao núcleo do dente da engrenagem. Com uma profundidade de
0,04mm, esse fenômeno é alterado e valores de tensão próximos de zero são vistos. No
Shaving, essa mesma curva inverte o sinal e apresenta uma exponencial positiva, com
tendência a zero, também a partir dos 0,04mm de profundidade. Já para a estrutura cristalina
martensítica, ou seja, após o processo de carbonitretação, as tensões residuais de compressão
de mantem estáveis, em torno de zero, ou praticamente constantes até a profundidade de
0,10mm.
141
6 CONCLUSÃO
As taxas de velocidade de corte [Vc] aplicadas nesse experimento (150 / 170 e 190
m/min) causaram aumento da potência de corte [W] na medida em que se eleva a rotação da
ferramenta;
As taxas de avanço de corte [f] aplicadas neste experimento (1,9 / 2,2 / 2,5 mm/rot)
não influenciaram a potência de corte (W);
As durezas e microestruturas dos materiais aplicadas neste experimento não
influenciaram a potência de corte no processo Hobbing.
A velocidade [Vc] e o Avanço [f] aplicadas neste experimento não impactaram nos
erros de perfil e hélice do dente, exceto no 𝑓𝐻β, que tiveram os valores de desvio angulares
reduzidos, na medida em que se aumentou as taxas de avanço. E esse fenômeno também foi
independente das durezas e microestruturas dos materiais aplicados.
A microestrutura e dureza (HB) dos materiais empregados neste experimento não
afetaram os desvios de perfil e hélice do dente.
A tensão residual, na superfície do dente, gerada no processo Hobbing foi
independente dos parâmetros de usinagem (Vc e f), das durezas e microestruturas do material
aplicados neste experimento;
A tensão residual na linha de sobremetal, gerada do Hobbing para o Shaving (0,08mm
de profundidade a partir da superfície do dente) foi provavelmente oriunda do forjado após o
tratamento térmico; sugere-se isto porque os valores médios dessas tensões foram próximo de
zero;
A taxa de variação da tensão residual em direção ao núcleo do dente para este
experimento:
a) Foram independentes das microestruturas e durezas dos materiais empregados;
b) A 0,04mm de profundidade a partir da superfície do dente, a tensão residual medida
tende-se a zero e sugere-se que já é uma tensão oriunda de forjaria;
c) As taxas de tensão residual no material carbonitretado (estrutura martensítica) se
mantém estável até 0,10mm de profundidade. Estima-se que estas taxas se
mantenham uniforme até atingir toda a camada carbocementada, mas são
necessários estudos futuros para afirmar tal condição.
143
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147
APÊNDICE A – Relatório do Tridimensional Wenzel Hobbing
148
149
150
151
APÊNDICE B – Relatório do Tridimensional Wenzel Shaving
152
153
154
155
APÊNDICE C – Relatório do Tridimensional Wenzel Carbonitretado
156
157
158
159
APÊNDICE D – Relatório da Análise de Tensão Residual – Difratômetro de Raio-X
Identificação da amostra: Eixo Secundário G2-01 – Shaving
Local da medição: Superfície
Resultado
Tensão encontrada: -403 +/- 5 MPa
160
Identificação da amostra: Eixo Secundário G2-08– Shaving
Local da medição: Superfície
Resultado
Tensão encontrada: -352 +/- 5 MPa
161
Identificação da amostra: Eixo Secundário G2-29 – Hobbing
Local da medição: Superfície
Resultado
Tensão encontrada: 376 +/- 5 MPa
162
Identificação da amostra: Eixo Secundário G2-23 – Hobbing
Local da medição: Superfície
Resultado
Tensão encontrada: 385 +/- 5 MPa
