Comportamento Tribológico de Superfícies Metálicas Nanotexturadas com Lasers de Femtosegundo. Engenharia de Materiais

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Comportamento Tribológico de Superfícies Metálicas

Nanotexturadas com Lasers de Femtosegundo

Ana Beatriz Silvestre Ferreira

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia de Materiais

Orientador: Doutor Rui Mário Correia da Silva Vilar

Co-orientadores: Doutora Maria Amélia Martins de Almeida

Doutor Vítor Manuel Barbas Oliveira

Júri

Presidente: Doutor Pedro Miguel Gomes Abrunhosa Amaral

Orientador: Doutor Rui Mário Correia da Silva Vilar

Vogal: Doutor João Carlos Salvador Fernandes

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Resumo

Os MEMS (“Microelectromechanical Systems”) são aparelhos com dimensões muito reduzidas, tipicamente entre 100 nm e 1 mm. Isto faz com que as forças de adesão e de atrito nas superfícies destes mecanismos se tornem muito elevadas, reduzindo a resistência ao desgaste e podendo trazer consequências catastróficas ao funcionamento dos MEMS.

Neste trabalho tentou-se reduzir o atrito e o desgaste das superfícies de um aço para ferramenta, através da sua texturização superficial por laser de femtosegundo com LIPSS (“Laser Induced Periodic Surface Strucutures”) e lubrificação com dissulfureto de molibdénio (MoS2). Realizaram-se ensaios tribológicos em

configuração esfera-sobre-plano, com movimento de deslizamento linear alternado, e de rotação. Estes permitiram medir os coeficientes de atrito e de desgaste das diferentes superfícies: polidas e texturizadas superficialmente com LIPSS, estas últimas com e sem lubrificante. Nas amostras com LIPSS realizaram-se ensaios na direcção perpendicular e paralela aos LIPSS. As superfícies de desgaste foram analisadas por microscopia electrónica de varrimento.

Nas amostras com LIPSS ocorreu redução dos coeficientes de atrito e de desgaste, comparativamente à amostra polida, sendo na direcção perpendicular de deslizamento que estes atingiram valores mais baixos e os LIPSS resistiram durante mais tempo ao desgaste. Reduções adicionais do coeficiente de atrito e de desgaste foram conseguidas nas amostras com LIPSS lubrificadas com MoS2, sendo neste caso indiferente

a direcção de deslizamento (o coeficiente de atrito foi praticamente igual nos dois casos). A morfologia das superfícies de desgaste das amostras não lubrificadas indicava ter ocorrido desgaste por delaminação, com formação de tribocamada constituída por partículas de óxido.

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Abstract

MEMS (“Microelectromechanical Systems”) are devices with very small dimensions, typically ranging from 100 nm to 1 mm. This causes high adhesion and friction forces in these mechanisms’ surfaces, reducing their wear resistance and eventually causing their catastrophic failure.

In this work we tried to reduce the friction and wear between the surfaces of a tool steel, through surface laser-texturing by femtosecond laser with LIPSS (“Laser Induced Periodic Surface Structures”) and lubrication with molybdenum disulphide (MoS2). Tribological tests were carried under the ball-on-flat

configuration, using linearly reciprocal sliding and rotation conditions. These tests allowed the measurement of friction and wear coefficients of the different surfaces: polished and laser-textured with LIPPS, the last ones with and without lubricant. In the laser-textured samples, the wear tests were made under the perpendicular and parallel sliding directions to the LIPSS. The worn areas of the surfaces were analysed by scanning electron microscopy.

In the LIPSS covered surfaces the friction and wear coefficients have shown a lower value than that of the smooth surface, being the lowest values observed in the perpendicular sliding direction. It was also in this sliding direction that LIPSS could resist wear for longer time. Even lower friction and wear coefficient values were observed in the lubricated laser-textured samples, and the sliding direction was shown to be indifferent (the friction coefficient was practically the same in both directions). The worn areas indicated that it had occurred delamination wear in the dry surfaces, with the formation of a tribolayer consisting of oxide particles.

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Índice

Resumo ... i

Abstract ... iii

Índice ... v

Lista de Figuras ... ix

Lista de Tabelas ... xiii

1. Introdução ... 1

2. Estado da Arte ... 3

2.1.1. Influência da topografia superficial no comportamento tribológico ... 3

2.2.1. Contacto entre superfícies sólidas ... 4

2.2.1.1. Contacto elástico... 4

2.2.1.2. Contacto plástico... 5

2.2.1.3. Área real de contacto ... 5

2.2.2. Atrito ... 7

2.2.2.1. Atrito por deslizamento ... 7

2.2.2.2. Transições entre regimes de atrito durante o deslizamento ... 7

2.2.2.3. Atrito dos metais e ligas ... 10

2.2.3. Desgaste ... 14

2.2.3.1. Desgaste adesivo... 14

2.2.3.2. Desgaste abrasivo ... 15

2.2.3.3. Desgaste dos metais e ligas metálicas ... 15

2.2.4. Lubrificação de superfícies ... 19

2.2.4.1. Lubrificantes sólidos ... 20

2.2.4.2. Dissulfureto de molibdénio (MoS2) ... 20

3. Metodologia ... 23

3.1.1. Aço duro de ferramenta DIN 90MnCrV8 ... 23

3.1.2. Lubrificante sólido de dissulfureto de molibdénio ... 23

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vi

3.5.1. Ensaios de nanodesgaste ... 26

3.5.2. Ensaios de microdesgaste ... 27

3.5.3. Cálculo da pressão de contacto ... 28

3.5.4. Comparação com as previsões dos mapas de desgaste propostos por Lim & Ashby ... 30

3.6.1. Microscopia electrónica de varrimento ... 31

3.6.2. Microscopia óptica ... 32

4. Resultados e Discussão ... 33

4.1.1. Medição do coeficiente de atrito ... 33

4.1.2. Análise das superfícies resultantes dos ensaios de nanodesgaste... 36

4.1.3. Medição do coeficiente de desgaste ... 42

4.1.4. Análise das superfícies resultantes dos ensaios de microdesgaste ... 44

4.2.1. Tratamento superficial ... 45

4.2.2.1. Direcção LIPSS-90º ... 46

4.2.3.3. LIPSS-90º versus LIPSS-0º ... 61

4.3.1. Tratamento superficial ... 64

5. Conclusões e Trabalho Futuro ... 73

6. Referências ... 77

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Anexo B ... B

Anexo C ... C

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Lista de Figuras

Figura 1 – Fotografia dos (a) LSFL e dos (b) HSFL obtidos numa liga de titânio. Adaptado de [11] ... 3 Figura 2 – (a) Contacto elástico de uma esfera com um plano sob uma força normal aplicada e (b) distribuição das pressões de contacto na zona de contacto elástico entre uma esfera e um plano. Adaptado de [16] ... 5 Figura 3 – Contacto de uma superfície lisa com as asperezas mais altas de uma superfície rugosa [18]. . 6 Figura 4 – Representação da curva de Abbot-Firestone a partir de um perfil topográfico superficial. A curva de Abbot-Firestone é o gráfico mais à direita e o gráfico do meio, p(y), corresponde à função densidade de amplitudes, que representa a distribuição das alturas superficiais [16]. ... 6 Figura 5 – Transições do atrito durante o período inicial de deslizamento: (a) típica curva em S evidenciado o período de rodagem e (b) padrões de variação do atrito. Adaptado de [19] ... 8 Figura 6 – Efeito da força normal na forma das curvas de coeficiente de atrito versus distância de deslizamento. Resultados registados para o ensaio a seco do cobre sobre aço numa atmosfera de árgon. Forças utilizadas: (a) 20 N, (b) 3 N e (c) 0,3 N. Adaptado de [20] ... 10 Figura 7 – Evolução do coeficiente de atrito do aço a deslizar sobre aço com a distância de deslizamento, para três ambientes diferentes: ao ar, no médio vácuo (1,3 Pa-MV) e no alto vácuo (5x10-3 Pa-HV) [25]. ... 11 Figura 8 – Ilustração esquemática das transições de atrito verificadas nos pares metálicos com a carga normal aplicada [19]. ... 12 Figura 9 - Variação do coeficiente de atrito com a temperatura. Caso da alumina e de um aço de elevada resistência mecânica (endurecido até, aproximadamente, 500 kg/mm²), a deslizarem a seco contra o mesmo tipo de material. Adaptado de [25] ... 13 Figura 10 – Variação do coeficiente de atrito com a velocidade de deslizamento. Caso de um aço de elevada resistência mecânica, do polímero PP e do cerâmico Si3N4, a deslizarem contra materiais iguais [25]. . 14 Figura 11 – Mapa de desgaste do deslizamento ao ar do aço sobre aço na configuração pin-sobre-disco [30]. ... 17 Figura 12 – Ilustração esquemática da redução do atrito entre superfícies através do uso de lubrificantes. Adaptado de [25] ... 19 Figura 13 – Estrutura cristalina hexagonal do dissulfureto de molibdénio. Adaptado de [33] ... 21 Figura 14 – Ilustração esquemática da texturização do aço com laser de femtosegundo. Adaptado de [8] ... 25 Figura 15 – Ilustração esquemática do nanotribómetro. Adaptado de [43] ... 26 Figura 16 – Configuração dos ensaios de nanodesgaste segundo a direcção (a) perpendicular e (b) paralela à orientação dos LIPSS. O vector v indica a direcção de deslizamento no nanotribómetro. Adaptado de [44] ... 27 Figura 17 – ilustração esquemática do ensaio de microdesgaste. Adaptado de [45]... 28

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x Figura 18 – Pressão de contacto exercida pelas esferas no aço polido e no aço com LIPSS nos ensaios de (a) nanodesgaste e (b) microdesgaste. ... 29 Figura 19 – Localização das condições de ensaio usadas nos ensaios tribológicos. Pontos A e B: ensaios de nanodesgaste; ponto C: ensaios de microdesgaste. Adaptado de [30] ... 31 Figura 20 – Evolução do coeficiente de atrito médio final de cada ensaio, em função dos ciclos e forças utilizadas. Resultados obtidos para a amostra aço polido. ... 33 Figura 21 – Evolução do coeficiente de atrito médio em função da força utilizada na amostra do aço polido. ... 34 Figura 22 – Evolução do coeficiente de atrito com os ciclos percorridos, ao longo dos ensaios de nanodesgaste. Valores registados para 2500 ciclos na amostra aço polido. ... 35 Figura 23 – Pista de desgaste obtida com 10 mN e 500 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x5000... 36 Figura 24 – Pista de desgaste obtida com 10 mN e 2500 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x5000... 37 Figura 25 – Pista de desgaste obtida com 25 mN e 250 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x5000. A imagem (d) é o mapa do oxigénio realizado sobre a área da imagem (c). ... 38 Figura 26 – Pista de desgaste obtida com 25 mN e 2500 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x5000... 39 Figura 27 – Pista de desgaste obtida com 50 mN e 250 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x2500... 40 Figura 28 – Pista de desgaste obtida com 50 mN e 2500 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x85, (b) x1000. A imagem (c) é o mapa do oxigénio realizado sobre a área da imagem (a). ... 40 Figura 29 – Pistas de desgaste obtidas com 100 mN e (a), (c) 250 ciclos; (b), (d) 2500 ciclos no aço polido. Ampliações: (a), (b) x100; (c) x1000. A imagem (e) é o mapa do oxigénio feito sobre a imagem (d). ... 41 Figura 30 – Pista de desgaste obtida com 200 mN e 2500 ciclos no aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x2500... 42 Figura 31 – Crateras de desgaste para (a) 0,5 N e (b) 1 N no aço polido. Ampliações: x65. ... 43 Figura 32 – Mapas do ferro e do oxigénio das crateras de microdesgaste obtidas para (a), (b) 0,5 N e (b), (d) 1 N no aço polido. ... 44 Figura 33 – Crateras de microdesgaste obtidas para 0,5 N no aço polido. Ampliações: (a) x200, (b) x2500. ... 44 Figura 34 – Crateras de microdesgaste obtidas para 1 N no aço polido. Ampliações: (a) x200, (b) x2500. ... 45 Figura 35 – Textura superficial com LIPSS da amostra de aço polido. Ampliações: (a) x100, (b) x5000. . 45 Figura 36 – Evolução do coeficiente de atrito médio de cada ensaio em função dos ciclos e forças utilizadas. Resultados obtidos para a amostra aço+LIPSS-90°. ... 46 Figura 37 – Evolução do coeficiente de atrito médio em função da força utilizada na amostra aço+LIPSS-90º. ... 47

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Figura 38 – Evolução do coeficiente de atrito ao longo dos ciclos nos ensaios de nanodesgaste. Valores registados para 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. ... 47 Figura 39 – Evolução do coeficiente de atrito médio de cada ensaio em função dos ciclos e forças utilizadas. Resultados obtidos para a amostra aço+LIPSS-0º. ... 49 Figura 40 – Evolução do coeficiente de atrito médio em função da força utilizada. Resultados obtidos na amostra aço+LIPSS-0º e comparação com as amostras aço polido e aço+LIPSS-90º. ... 50 Figura 41 – Evolução do coeficiente de atrito com os ciclos percorridos, ao longo dos ensaios de nanodesgaste. Valores registados para 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º. ... 50 Figura 42 – Pista de desgaste obtida para 10 mN e 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (a) x100, (b) x2500. As imagens (d) e (e) são os mapas do oxigénio e do ferro, respectivamente, relativos à área superficial da imagem (c). ... 51 Figura 43 – Pista de desgaste obtida para 50 mN e 1000 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (a) x100, (b) x2500, (c) x5000. As imagens (e) e (f) são os mapas de oxigénio e de ferro, respectivamente, realizados sobre a área da imagem (d). ... 53 Figura 44 – Pista de desgaste obtida para 50 mN e 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (a) x100, (b) x500, (c) x2500. ... 53 Figura 45 – Pista de desgaste obtida para 100 mN e 50 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (a) x100, (b) x5000. As imagens (d) e (e) são mapas do oxigénio e do ferro, respectivamente, realizados sobre a área superficial da imagem (c). ... 54 Figura 46 – Pista de desgaste obtida para 100 mN e 500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (d) x500, (e) x2500. As imagens (b) e (c) são os mapas do oxigénio e do ferro, respectivamente, obtidos a partir da imagem (a). ... 55 Figura 47 – Pista de desgaste obtida para 100 mN e 1000 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (e) x5000. As imagens (b) e (d) são os mapas de oxigénio da área superficial das imagens (a) e (c), respectivamente. ... 56 Figura 48 – Pistas de desgaste obtidas para 200 mN e (a) 100, (b) 250 e (c) 500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (a) x5000; (b), (c) x2500. ... 57 Figura 49 – Pistas de desgaste obtidas para 200 mN e (a) 1000 e (b), (c) 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: (a) x5000, (b) x1000. As imagens (d) e (e) são os mapas de oxigénio e ferro, respectivamente, da imagem (c). ... 58 Figura 50 – Pistas de desgaste obtidas para 10 mN e (a) 100 e (b) 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º. Ampliações: (a), (b) x2500. ... 58 Figura 51 – Pistas de desgaste obtidas para 25 mN e (a) 500, (b) 1000 e (c) 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º. Ampliações: (a) x2500; (b), (c) x1000. ... 59 Figura 52 – Pistas de desgaste obtidas para 50 mN e (a) 500 e (b) 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º. Ampliações: x2500. ... 59 Figura 53 – Pistas de desgaste obtidas para 100 mN e (a) 500 e (b) 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º.

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xii Figura 54 – Pista de desgaste obtida para 200 mN e 50 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º. A imagem (e) é o mapa de oxigénio realizado sobre a imagem (a). Ampliações: (c) x2500. ... 61 Figura 55 – Pistas de desgaste obtidas para 200 mN e (a) 1000 e (b), (c) 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-0º. A imagem (d) é o mapa de oxigénio na imagem (c). Ampliações: (a), (b) x2500. ... 61 Figura 56 – Crateras de microdesgaste obtidas para (a) 0,5 N e (b) 1 N na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliação: x90. ... 62 Figura 57– Mapas do ferro e do oxigénio das crateras de microdesgaste obtidas para (a), (b) 0,5 N e (b),(d) 1 N, respectivamente, na amostra aço+LIPSS-90º. ... 63 Figura 58 – Crateras de microdesgaste obtidas para (a) 0,5 N e (b) 1 N na amostra aço+LIPSS-90º. Ampliações: x5000. ... 63 Figura 59 – Revestimento superficial com MoS2. Ampliações: (a) x250, (b) x1000 e (c) x5000. ... 64 Figura 60 – Evolução do coeficiente de atrito médio final de cada ensaio em função dos ciclos e forças utilizadas. Resultados obtidos nas amostras (a) aço+LIPSS-90º+MoS2 e (b) aço+LIPSS-0º+MoS2. ... 65

Figura 61 – Evolução do coeficiente de atrito com os ciclos percorridos nos ensaios de nanodesgaste. Valores registados para 2500 ciclos nas amostras (a) aço+LIPSS-90º+MoS2 e (b) aço+LIPSS-0º+MoS2.

... 66 Figura 62 – Evolução do coeficiente de atrito médio de todas as amostras em função da força utilizada. 66 Figura 63 – Pistas de desgaste obtidas para 200 mN e 2500 ciclos nas amostras (a),(b) aço+LIPSS-90º+MoS2 e (c),(d) aço+LIPSS-0º+MoS2. Ampliações: (a), (c) x100; (b), (d) x5000. ... 67

Figura 64 – Mapas do (b) ferro, (c) oxigénio e (d) enxofre e molibdénio realizados sobre a imagem (a) da pista de desgaste obtida para 200 mN e 2500 ciclos na amostra aço+LIPSS-90º+MoS2. ... 68

Figura 65 – Crateras de microdesgaste obtidas para (a) 0,5 N e (b) 1 N na amostra aço+LIPSS-90º+MoS2.

Ampliações: x100. ... 68 Figura 66 – Coeficientes de desgaste resultantes dos ensaios de microdesgaste. ... 69 Figura 67 – Crateras de microdesgaste originais obtidas para (a) 0,5 N e (e) 1 N na amostra aço+LIPSS-90º+MoS2 e correspondentes mapas do (b), (f) ferro, (c), (g) oxigénio e (d), (h) enxofre e

molibdénio. ... 70 Figura 68 – Ampliações das crateras de microdesgaste obtidas para (a) 0,5 N e (b) 1N na amostra aço+LIPSS-90º+MoS2. Ampliações: x2500... 70

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Lista de Tabelas

Tabela 1 – Propriedades mecânicas do aço usado nas amostras. ... 23

Tabela 2 – Composição química do aço DIM 90MnCrV8, em percentagem ponderal [34]. ... 23

Tabela 3 – Composição percentual dos constituintes do lubrificante sólido de MoS2 [39]. ... 23

Tabela 4 – Propriedades das esferas de aço usadas nos ensaios de nano e microdesgaste [41], [42]. ... 24

Tabela 5 – Composição química das esferas de aço usadas nos ensaios de nano e microdesgaste, em percentagem ponderal [41], [42]. ... 24

Tabela 6 – Características do laser e condições de processamento usados na texturização superficial do aço. ... 25

Tabela 7 – Temperatura e humidade relativa dos ensaios de nanodesgaste. ... 27

Tabela 8 – Pressão de contacto nos ensaios de nano e microdesgaste. ... 29

Tabela 9 – Pressão de contacto e pressão normalizada nos ensaios de nano e microdesgaste. ... 30

Tabela 10 – Resultados dos ensaios de microdesgaste realizados na amostra aço polido. ... 43

Tabela 11 – Resultados dos ensaios de microdesgaste realizados na amostra aço+LIPSS-90º e no aço polido. ... 63

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1. Introdução

Contextualização do problema

Quando duas superfícies sólidas se movem em contacto ocorrem fenómenos tribológicos de adesão, atrito e desgaste. Estes fenómenos são largamente aumentados quando a dimensão dos equipamentos diminui para a escala micro e nano, pois o rácio superfície/volume aumenta, passando as forças superficiais, como as forças van der Waals, forças de capilaridade, electrostáticas e de ligação química a dominar [1]. Os sistemas microelectromecânicos (MEMS) são equipamentos que têm dimensões características inferiores a 1 mm e superiores a 100 nm e combinam componentes eléctricas e mecânicas [2]. Estes sistemas têm uma elevada área superficial, o que faz com que as forças superficiais se tornem elevadas quando comparadas com as forças inerciais e electromagnéticas [3]. Nesta situação, a lubrificação à escala macro e os métodos de mitigação do desgaste, como, por exemplo, o uso de filmes fluidos e de revestimentos com espessuras da ordem do micrómetro, tornam-se ineficazes [1]. Existe, assim, necessidade de se criarem novas abordagens para a engenharia de superfícies dos componentes móveis dos MEMS, de forma a evitar que a adesão, atrito e desgaste das superfícies possam causar a falha do equipamento.

O efeito prejudicial das forças superficiais verificadas em componentes com elevado rácio superfície/volume pode ser reduzido através da texturização superficial da superfície de contacto [4], [5]. Várias formas de texturização superficial podem ser usadas para melhorar o desempenho tribológico das superfícies, porém a técnica de texturização por laser parece ser particularmente promissora, devido a várias razões: (i) o laser é rápido e permite tempos curtos de processamento, (ii) é uma tecnologia limpa para o ambiente e (iii) permite um excelente controlo da forma e tamanho das microestruturas, melhorando a qualidade das superfícies [6].

Na texturização de superfícies, um feixe laser pulsado é utilizado para criar padrões compostos por nano e microestruturas nas superfícies de contacto, em geral por ablação controlada do material [7]. Ao texturizarmos uma superfície metálica ocorrerá uma redução da área real de contacto, pelo que a adesão e o atrito serão menores. Reduções adicionais podem ser obtidas revestindo a superfície texturizada com uma camada fina de lubrificante.

É neste sentido que se decidiu neste trabalho estudar a influência da texturização superficial com laser, com e sem lubrificante, nas propriedades tribológicas de superfícies metálicas. Mais precisamente, estudou-se o comportamento tribológico de um aço para ferramenta, justificando-se esta escolha pela ampla utilização destes materiais em microferramentas. A texturização superficial foi realizada com um laser de femtosegundo e as nanotexturas aplicadas foram do tipo LIPSS (“Laser Induced Periodic Surface Structures”), que são ondulações periódicas com dimensões nanométricas.

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Objectivos do trabalho

O objectivo deste trabalho foi estudar o comportamento tribológico de superfícies metálicas texturadas por laser, com e sem lubrificação. O estudo foi realizado utilizando ensaios tribológicos à escala micro e nano, avaliando os coeficientes de atrito e de desgaste das superfícies de um material metálico duro com potencial aplicação em MEMS.

Os ensaios foram realizados em amostras de um aço para ferramenta no estado temperado e revenido, com três acabamentos superficiais: (i) polido (estado original, que serviu como padrão para comparação), (ii) superfície texturizada por laser e (iii) superfície texturizada por laser e revestida com dissulfureto de molibdénio, MoS2 (lubrificante sólido bidimensional). Os ensaios tribológicos foram realizados em

configuração esfera-sobre-plano, com movimento de deslizamento linear alternado, e de rotação. Nas amostras texturizadas por laser os ensaios foram realizados segundo a direcção de deslizamento paralela e perpendicular aos LIPSS, a fim de investigar a sua influência no comportamento tribológico. Os ensaios permitiram medir o coeficiente de atrito e o coeficiente de desgaste do material nas diversas condições. As superfícies de desgaste foram analisadas por microscopia electrónica de varrimento, a fim de identificar os mecanismos de remoção de material.

Estrutura da dissertação

Esta dissertação encontra-se organizada em cinco capítulos.

No capítulo 1 – “Introdução” – faz-se o enquadramento e motivação do trabalho realizado. É identificado e descrito o problema alvo de estudo, bem como a estratégia utilizada para o solucionar.

No capítulo 2 – “Estado da Arte” – são apresentados de forma resumida os conhecimentos existentes sobre o problema, que fundamentam a construção das soluções adoptadas.

No capítulo 3 – “Metodologia” – descrevem-se os métodos utilizados na realização experimental deste trabalho e na análise dos resultados.

No capítulo 4 – “Resultados e Discussão” – são apresentados e discutidos os principais resultados obtidos. No capítulo 5 – “Conclusões e Trabalho Futuro” – sintetizam-se os resultados da dissertação e fazem-se algumas recomendações e sugestões para trabalho futuro.

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2. Estado da Arte

“Laser Induced Periodic Surface Structures” (LIPSS)

“Laser Induced Periodic Surface Structures” (LIPSS), são ondulações periódicas que ocorrem em superfícies sólidas, após irradiação com um feixe laser. Têm, em geral, um período próximo do comprimento de onda da radiação laser e alturas de cerca de uma centena de nanómetros [8]. A periodicidade e orientação dos LIPSS depende dos parâmetros de processamento utilizados como o comprimento de onda e ângulo de incidência do feixe laser, número de impulsos e fluência da radiação, polarização do feixe laser, condições ambientais e das propriedades dos materiais [8].

Estes LIPSS com períodos próximos do comprimento de onda da radiação são designados por “low spatial frequency LIPSS” (LSFL). Existem LIPSS de outro tipo, com períodos muito inferiores ao comprimento de onda da radiação, que são designados por “high spatial frequency LIPSS” (HSFL) [9], [10]. Os dois tipos de LIPSS podem ser observados na Figura 1.

(a) (b)

Figura 1 – Fotografia dos (a) LSFL e dos (b) HSFL obtidos numa liga de titânio. Adaptado de [11]

Os LSFL são obtidos, em geral, com radiação linearmente polarizada e são tipicamente orientados perpendicularmente à direcção de polarização do feixe, enquanto que os HSFL podem ser perpendiculares ou paralelos à direcção de polarização [12]. É geralmente aceite que os LSFL são gerados através da interacção do feixe laser incidente com uma onda electromagnética superficial gerada pelo feixe laser na superfície, o que pode incluir a excitação de plasmões polaritões [13]. A origem dos HSFL é tema de discussão e controvérsia na literatura [10].

2.1.1. Influência da topografia superficial no comportamento tribológico

A tribologia das superfícies depende da área real de contacto, pois quanto maior for esta maior será a adesão entre superfícies, resultando em atrito mais elevado e desgaste mais severo. A texturização superficial reduz a área de contacto entre as superfícies, permitindo, assim, em princípio, melhorar as propriedades tribológicas das superfícies.

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4 Em relação aos LIPSS, espera-se que os vales topográficos actuem como reservatório de lubrificante, capazes de o fornecer contínua e directamente para a zona de contacto das superfícies em deslizamento [14]. Além disso, poderão reter as partículas de desgaste reduzindo o efeito nefasto destas sobre as superfícies, designadamente as componentes do atrito relativas à deformação plástica e lavragem da superfície e a possibilidade de desgaste abrasivo conseguindo-se, assim, um aumento do tempo de serviço dos componentes [15].

Tribologia de superfícies sólidas

2.2.1. Contacto entre superfícies sólidas

As superfícies sólidas, quando observadas a uma escala suficiente, apresentam irregularidades, isto é, desníveis topográficos que, normalmente, são impossíveis de observar à escala macroscópica. Até mesmo as superfícies com o mais alto nível de polimento apresentam desníveis topográficos [16]. Devido à rugosidade das superfícies, quando dois corpos são colocados em contacto vão ocorrer processos de acomodação que envolvem deformação elástica e, se a força for suficiente, plástica das asperezas. A rugosidade das superfícies e a deformação das asperezas quando postas em contacto influenciam o atrito, desgaste e lubrificação das mesmas, independentemente do material subjacente [17].

2.2.1.1. Contacto elástico

O contacto entre duas superfícies é elástico quando a força normal aplicada é suficientemente baixa para que não se ultrapasse o limite de elasticidade dos materiais. Quando uma esfera, de raio R, é posta em contacto com um plano sob uma força normal, FN, o contacto irá ocorrer numa área circular de raio a (Figura

2a), dada pela equação:

A = πa2_{= π (}3FNR 4E∗ ) 2 3 ⁄ (1)

em que E*_{é dado por:}

E∗₌ E1E2

E2(1 − ϑ12) + E1(1 − ϑ22)

(2)

sendo, E1 e E2 os módulos de Young e ν1 e ν2 os coeficientes de Poisson dos materiais da esfera e do

plano, respectivamente. A distribuição radial da pressão na superfície de contacto é elíptica, como se mostra na Figura 2b, e tem um máximo no centro da área de contacto, dado por:

pmax = 3𝐹𝑁 2π𝑎2= ( 6FNE∗ 2 π3_R2 ) 1 3 ⁄ (3)

(21)

(a) (b)

Figura 2 – (a) Contacto elástico de uma esfera com um plano sob uma força normal aplicada e (b) distribuição das pressões de contacto na zona de contacto elástico entre uma esfera e um plano. Adaptado de [16]

A pressão média de contacto, p0, é igual a 2/3 da pressão de contacto máxima, pmax, ou seja:

p0= 2 3pmax= 2 3( 6FNE∗ 2 π3_R2 ) 1 3 ⁄ (4)

Ao contrário do que acontece com a pressão de contacto, a tensão de corte máxima não ocorre à superfície, mas a uma profundidade igual a 0,47a e tem o valor:

τmax= 0,31pmax (5)

2.2.1.2. Contacto plástico

Quando a força normal aplicada gera pressões de contacto superiores ao limite de elasticidade ocorre deformação plástica. Adoptando o critério de Tresca, a cedência ocorre quando:

τmax =

σced

2 (6)

sendo σced a tensão de cedência do material em tracção. Como τmax ocorre a uma profundidade 0,47a

combinando as equações (5) e (6), a deformação plástica iniciar-se-á nesse ponto quando:

p0= 1,1σced (7)

À medida que a força normal aplicada aumenta, a região de deformação plástica abaixo da superfície vai aumentar, progredindo até atingir a superfície. Considera-se que a deformação plástica é total quando:

p0= 6τmax= 3σced (8)

Após deformação plástica, a distribuição de tensões na zona de contacto passa a ser uniforme e a pressão média de contacto mantém-se aproximadamente constante e igual à dureza Brinell do material. A área de contacto aumenta linearmente com a carga aplicada.

2.2.1.3. Área real de contacto

(22)

6 não foi tida em conta nas deduções feitas nas Secções 2.2.1.1 e 2.2.1.2, das equações que governam o contacto entre superfícies.

Como foi dito na Secção 2.2.1, as superfícies apresentam irregularidades topográficas, isto é, são rugosas, mesmo que macroscopicamente aparentem ser planas. Desta forma, duas superfícies sólidas postas em contacto, irão tocar-se inicialmente apenas através das asperezas mais altas, como ilustrado na Figura 3 nas zonas a sombreado.

Figura 3 – Contacto de uma superfície lisa com as asperezas mais altas de uma superfície rugosa [18].

No início a área real de contacto é muito inferior à área de contacto aparente. À medida que aumentamos a carga aplicada, as superfícies aproximam-se uma da outra, provocando a deformação elástica e, depois, plástica das asperezas. Consequentemente, o número de contactos entre as superfícies aumenta [16]. Duas conclusões podem ser retiradas a partir disto. A primeira é que são as asperezas que suportam a carga aplicada e a segunda é que, à medida que a carga aplicada aumenta, a área real de contacto entre as superfícies aumenta também. Esta análise pode ser efectuada com base na curva de Abbot-Firestone, representada na Figura 4.

Figura 4 – Representação da curva de Abbot-Firestone a partir de um perfil topográfico superficial. A curva de Abbot-Firestone é o gráfico mais à direita e o gráfico do meio, p(y), corresponde à função densidade de

amplitudes, que representa a distribuição das alturas superficiais [16].

No eixo das ordenadas, temos a altura das asperezas e no eixo das abcissas a área relativa de suporte, que pode ser definida como a percentagem da área de contacto aparente que suporta efectivamente a carga aplicada [16]. À medida que a força aumenta, a área relativa de suporte aumenta e quando a força atinge um valor suficiente para causar o contacto integral entre as superfícies, atinge 100% e as asperezas foram todas deformadas.

Como foi visto na Secção 2.2.1.1 a pressão média de contacto na área nominal de contacto, An, é dada

pela equação:

Porém, como a carga aplicada é suportada pelas asperezas em contacto, a área real de contacto, Ar, será

dada pelo somatório de todas as áreas de contacto discretas das asperezas das duas superfícies. A pressão média de contacto neste caso é dada por:

p0=

FN

An

(23)

p0,real=

FN

Ar

=FN

na̅ (10)

Em que n é o numero de asperezas e a̅ é a área média de contacto entre asperezas. Sendo f o quociente entre a área real e a área nominal de contacto, das equações anteriores resulta a seguinte equação para a pressão média de contacto:

p0,real=

p0

f (11)

2.2.2. Atrito

O atrito é a resistência oferecida ao movimento durante o deslizamento ou rolamento de um corpo sólido sobre outro na direcção tangencial [19]. A força de resistência ao movimento é tangencial e actua numa direcção contrária à direcção do movimento, sendo denominada por força de atrito.

O coeficiente de atrito é o rácio entre a força tangencial, Ft, e a força normal, FN, aplicada nos dois corpos

sólidos [20], sendo dado pela equação :

μ = 𝐹𝑡 𝐹𝑁

(12)

O atrito pode ser estático ou dinâmico. A força tangencial necessária para iniciar o movimento de dois corpos em estado estacionário pressionados um contra o outro com uma dada carga é a força de atrito estático. Por outro lado, a força tangencial necessária para manter o movimento relativo dos corpos é a força de atrito dinâmico.

O atrito não é uma propriedade intrínseca dos materiais, mas sim a resposta de um dado sistema tribológico às condições de força, velocidade, temperatura, etc. em que se encontra.

2.2.2.1. Atrito por deslizamento

A força de atrito de deslizamento tem duas contribuições principais: a adesão e a deformação plástica das asperezas [21]. A componente de adesão é devida às forças que surgem nas áreas de contacto das asperezas, resultando na criação de junções ou pontes. Por outro lado, a componente de deformação plástica é devido à lavragem causada pelo movimento de uma aspereza dura que desliza sobre um material mais macio (abrasão).

2.2.2.2. Transições entre regimes de atrito durante o deslizamento

Como foi dito na Secção 2.2.1 quando duas superfícies deslizam em contacto, ocorrem inicialmente alterações topográficas que resultam da acomodação de uma superfície à outra e afectam as propriedades tribológicas [19]. No que respeita ao atrito, verificam-se no início dos ensaios períodos de variação do

(24)

8 por vezes muito diferentes. Estas transições do coeficiente de atrito podem ocorrer tanto no deslizamento a seco, como no lubricado, e são caracterizadas por (a) alterações do coeficiente de atrito; (b) tempo que o sistema necessita para atingir um regime estacionário ou outras condições de deslizamento (gripagem, fractura) e (c) pelas flutuações da força de atrito [20].

Na Figura 5 estão esquematizadas curvas de variação do coeficiente de atrito em função da distância de deslizamento, que ilustram diferentes comportamentos que podem ser observados.

(a) (b)

Figura 5 – Transições do atrito durante o período inicial de deslizamento: (a) típica curva em S evidenciado o período de rodagem e (b) padrões de variação do atrito. Adaptado de [19]

Normalmente nas curvas de variação do coeficiente de atrito com a distância, para deslizamento não lubrificado aparecem picos que são devidos a transtornos de curta duração e não a regimes em que ocorre variação do comportamento do atrito, como na Figura 5.

Na Figura 5a é possível observar três estágios de variação do coeficiente de atrito no início do deslizamento. O primeiro estágio é designado por rodagem e neste período verificam-se oscilações do valor do coeficiente de atrito. No final deste período de rodagem, ocorre frequentemente uma estabilização do valor do coeficiente de atrito, iniciando-se um estágio conhecido como primeiro regime estacionário de deslizamento. Após algum tempo, o atrito aumenta (período de transição), atingindo-se um novo regime estacionário.

Estas variações de coeficiente de atrito no período de rodagem e no período de transição são devidas a alterações que ocorrem na interface entre as duas superfícies em deslizamento. No período de rodagem podem ocorrer processos de deformação plástica das asperezas, destruição dos filmes de óxido superficiais nativos, formação de novos filmes na interface e, em certos casos, transformações de fases [19]. Dependendo dos processos que ocorrem durante a rodagem, o coeficiente de atrito pode baixar ou aumentar (curva II ou curva I, respectivamente, da Figura 5a). Por outro lado, o aumento do coeficiente de atrito no período de transição é devido ao aumento da adesão entre as superfícies, que leva à criação e aprisionamento de detritos de desgaste na interface, os quais podem causar lavragem da superfície [22]. Após este aumento brusco do atrito, atinge-se um novo patamar em que o coeficiente de atrito é constante. O aparecimento de regimes estacionários indica que os fenómenos que estão a ocorrer na interface e que

(25)

causam as transições do atrito atingem situações de equilíbrio em que o coeficiente de atrito é constante, mas estas podem ser apenas temporárias [20].

No caso do segundo regime estacionário, este é alcançado quando a adesão e o número de partículas de desgaste criadas e aprisionadas na interface param de aumentar e estabilizam, permanecendo constantes [22]. A duração de destes regimes do atrito varia para diferentes sistemas tribológicos e depende da velocidade à qual os processos individuais de desgaste atingem um estado estacionário.

Na Figura 5b encontram-se representadas as diferentes formas que as curvas do atrito tendem a adoptar após o período de transição. A curva I ocorre para pares de metais idênticos a deslizar um sobre o outro. O aumento do coeficiente de atrito está associado a processos de lavragem devidos ao aumento da rugosidade e ao aprisionamento de partículas de desgaste. Porém, em superfícies muito polidas, em que os contactos se deformam elasticamente e a componente de adesão do atrito é dominante, o aumento do coeficiente de atrito é devido ao alisamento das superfícies, que aumenta a área de contacto e a adesão. Na curva II, a redução do coeficiente de atrito é devida ao alisamento das superfícies em regime plástico, que diminui a componente de lavragem do atrito. Contudo, em superfícies com contacto elástico em que a componente de adesão do atrito é dominante, o aumento da rugosidade e/ou aprisionamento de partículas de desgaste reduz a área de contacto, o que, por sua vez, reduz a componente de adesão do atrito. De acordo com Blau [23], [24], o comportamento representado pela curva II é um dos mais comuns em ensaios de desgaste não lubrificado de metais (como aço a deslizar no aço). A diminuição do coeficiente de atrito na curva III em contactos plásticos está à remoção de material por desgaste. O aumento do coeficiente de atrito que ocorre depois é devido à criação e aprisionamento de partículas de desgaste. A curva IV ocorre quando os materiais que constituem o par tribológico sofrem deformação plástica intensa devido a más propriedades mecânicas. A energia consumida na deformação plástica e em outros processos interfaciais contribui para o coeficiente de atrito.

A forma das curvas de variação do coeficiente de atrito é influenciada pelos materiais que constituem o par tribológico e pelos parâmetros de ensaio, pelo que cada forma não corresponde unicamente a um processo ou a única combinação de processos, mas terá de ser analisada tendo em conta o par tribológico em questão [20], [23].

Efeito da força normal aplicada

A duração dos estágios de atrito depende da pressão de contacto. Em geral, a transição para o segundo patamar é mais rápida para maiores pressões de contacto [23]. Este comportamento encontra-se ilustrado na Figura 6. Estes resultados mostram que a diminuição da força aplicada entre 20 e 1 N provoca uma alteração da forma da curva, caracterizada pelo aparecimento da rodagem e do primeiro patamar de regime estacionário. A forma destas curvas indica que, para 20 N, o óxido de cobre forma um filme superficial que diminui a componente de adesão, mas depois este filme é gradualmente destruído, provocando aumento

(26)

10 do coeficiente de atrito. Para 3 e 0,3 N o filme de óxido persiste durante mais tempo, porque, para forças menores, a velocidade de desgaste do filme de óxido é menor [20].

(a) (b) (c)

Figura 6 – Efeito da força normal na forma das curvas de coeficiente de atrito versus distância de deslizamento. Resultados registados para o ensaio a seco do cobre sobre aço numa atmosfera de árgon.

Forças utilizadas: (a) 20 N, (b) 3 N e (c) 0,3 N. Adaptado de [20]

Efeito dos lubrificantes

A presença de lubrificantes afecta também o comportamento do atrito durante o ensaio. Comparando com as curvas obtidas para deslizamento a seco, os lubrificantes podem ter os seguintes efeitos: (a) atrasar ou suprimir os dois primeiros estágios de variação do coeficiente de atrito (rodagem e primeiro regime estacionário); (b) alterar a duração destes estágios; (c) moderar o atrito e o seu efeito na taxa de desgaste; (d) reduzir a capacidade do equipamento para detectar o aparecimento do desgaste [24].

A forma das curvas de evolução do coeficiente de atrito durante o ensaio fornece pistas para a identificação dos processos que ocorrem no sistema tribológico [24]. Além disso, como neste trabalho o corpo e o contracorpo são de aço, espera-se obter curvas de evolução do atrito em função do tempo semelhantes às curvas I e II da Figura 5b.

2.2.2.3. Atrito dos metais e ligas

Quando superfícies metálicas limpas são postas em contacto exibem uma elevada adesão e, consequentemente, geram atrito e desgaste elevados. Esta elevada adesão é devida às ligações metálicas que se estabelecem através da interface e pode originar intensa transferência e subsequente perda de material durante o deslizamento das superfícies.

Além do nível de limpeza das superfícies, o coeficiente de atrito depende também da velocidade de deslizamento, pressão de contacto, temperatura, composição da atmosfera e humidade relativa [19].

Efeito da presença de camadas de óxidos

A adesão verificada quando duas superfícies metálicas são postas em contacto, pode ser reduzida quando as superfícies estão contaminadas por substâncias que impeçam o contacto metal-metal. Estas

(27)

substâncias podem ser óxidos, lubrificantes ou impurezas. Como resultado desta redução da adesão entre superfícies, o coeficiente de atrito diminui. Um caso de redução do coeficiente de atrito devido à presença de óxido na superfície é o do aço a deslizar sobre aço em atmosferas com diferentes teores de oxigénio (ar, vácuo moderado e alto vácuo) representado na Figura 7.

Figura 7 – Evolução do coeficiente de atrito do aço a deslizar sobre aço com a distância de deslizamento, para três ambientes diferentes: ao ar, no médio vácuo (1,3 Pa-MV) e no alto vácuo (5x10-3 Pa-HV) [25].

Uma superfície metálica limpa após poucos minutos de exposição ao ar desenvolve um filme de óxido com uma espessura tipicamente entre 1 a 10 nm [16]. Estes filmes têm baixa ductilidade e têm uma acção de protecção em relação à superfície metálica, impedem o contacto metal-metal e reduzem a resistência ao corte da interface, resultando numa diminuição do coeficiente de atrito e do desgaste. É o que acontece no caso do aço a deslizar sobre aço ao ar na Figura 7, pois comparando com a curva obtida em alto vácuo em que, devido à ausência de oxigénio, o aço não forma um filme de óxido superficial, atinge-se um menor coeficiente de atrito. Em alto vácuo, o contacto entre as superfícies é metálico, o que explica a elevada adesão e coeficiente de atrito. Nos ensaios realizados ao ar o aço está coberto com um filme de hematite (Fe2O3), enquanto que em vácuo moderado o óxido que prevalece é a magnetite (Fe3O4). Este filme

inicialmente não é suficientemente espesso para reduzir significativamente o coeficiente de atrito mas após 2000 m de deslizamento, o coeficiente de atrito diminui devido provavelmente ao crescimento em espessura do filme superficial.

Esta acção protectora dos filmes de óxido nativos funciona para forças baixas, para as quais a deformação é essencialmente elástica. Quando a força aplicada aumenta, o filme de óxido pode degradar-se mecanicamente, ocorrendo contacto metal-metal e causando uma transição para valores mais elevados de coeficiente de atrito. Para forças ainda mais elevadas, o coeficiente de atrito de muitos pares metálicos diminui de novo, provavelmente devido ao efeito dos detritos de desgaste e ao encruamento das superfícies. Estas transições são normais nos metais e encontram-se ilustradas na Figura 8. Para baixas pressões de contacto o atrito dos materiais metálicos é governado pela deformação elástica e pela presença de filmes superficiais, em particular pelos filmes de óxidos, resultando num baixo coeficiente de atrito; para pressões de contacto mais elevadas, o coeficiente de atrito depende da deformação plástica da superfície e da dinâmica destruição/reconstrução do filme de óxido, resultando num aumento do atrito. Para

(28)

12 pressões ainda mais elevadas verifica-se, frequentemente, uma diminuição do coeficiente de atrito, a qual acredita-se ser devida ao aumento da plasticidade e diminuição da resistência mecânica [20].

Figura 8 – Ilustração esquemática das transições de atrito verificadas nos pares metálicos com a carga normal aplicada [19].

No caso específico dos aços, a diminuição do coeficiente de atrito a pressões elevadas pode também ser devida à estrutura estratificada dos óxidos presentes na superfície. A camada mais exterior é composta por hematite (Fe2O3), a camada intermédia por magnetite (Fe3O4) e a camada mais interior por FeO. A

diminuição do coeficiente de atrito para pressões elevadas resulta da penetração da primeira camada de óxidos – Fe2O3 – atingindo a camada de Fe3O4, que tem um coeficiente de atrito mais baixo [16].

Formação de tribocamada

Outro factor que influencia o coeficiente de atrito em metais e ligas metálicas, é o tipo de filmes que se formam na interface durante o desgaste. Quando as superfícies metálicas são postas em contacto estão geralmente cobertas por uma película de óxido. Após o deslizamento pode formar-se uma tribocamada constituída por detritos de desgaste mecanicamente misturados contendo óxidos e partículas metálicas (“tribolayer”) [20]. As tribocamadas formam-se por aglomeração e consolidação de detritos de desgaste e são responsáveis em certa medida pelo comportamento tribológico do material.

As tribocamadas são, em geral, classificadas em tribocamadas de óxidos (“tribo-oxide layers”) ou tribocamadas sem óxidos (“no-oxide tribolayers”) [26]. As tribocamadas de óxidos têm uma dureza elevada devido à presença de óxidos, o que as torna um meio de suporte da carga durante o deslizamento. A superfície metálica onde a tribocamada se formou passa a agir como meio de suporte da tribocamada, enquanto esta controla o comportamento tribológico. Nestes casos a transição para desgaste severo poderá ocorrer apenas para pressões mais elevadas do que na ausência de tribocamada, ou ser suprimida, ocorrendo uma transição de desgaste adesivo severo para desgaste moderado oxidativo. As tribocamadas sem óxidos têm uma composição semelhante aos metais em deslizamento e o desgaste será mais severo, já que a tribocamada não fornece uma protecção significativa.

Apesar das suas vantagens ao nível do desgaste, as tribocamadas de óxidos apresentam também desvantagens: (i) são formadas por partículas de desgaste, geradas pelo consumo do material durante a rodagem, o que implica alguma degradação dos elementos do par tribológico; (ii) a formação das

(29)

tribocamadas de óxidos implica condições de deslizamento agressivas, capazes de causar a oxidação dos detritos metálicos, por exemplo, velocidades de deslizamento elevadas, que originam elevadas temperaturas de interface; (iii) as tribocamadas de óxidos nem sempre reduzem o atrito (a presença de partículas duras de óxido nas tribocamadas pode aumentar o coeficiente de atrito devido a deformação plástica do contracorpo) [26].

Efeito da temperatura

A temperatura é outro factor que influencia o comportamento tribológico dos metais, pois afecta a temperatura das superfícies em deslizamento. Os efeitos da temperatura num sistema tribológico são vários: (i) pode alterar propriedades mecânicas como a ductilidade e a resistência ao corte dos materiais e da interface; (ii) pode alterar a reactividade das superfícies, por exemplo acelerar as reacções de oxidação; (iii) pode causar transformações de fase e (iv) pode alterar a viscosidade dos lubrificantes [16], [19], [25]. Em relação às propriedades mecânicas, o aumento da temperatura reduz a dureza e aumenta a ductilidade dos materiais, facilitando o crescimento da área real de contacto e consequente aumento do coeficiente de atrito. No entanto, o aumento de temperatura também aumenta a taxa de oxidação, pelo que, em muitos casos, facilita a formação das camadas de óxidos que protegem o metal, resultando em menor adesão e menor coeficiente de atrito [19], [25].

O coeficiente de atrito das ligas metálicas tende a diminuir com o aumento da temperatura [20]. Este comportamento reflecte a redução da resistência mecânica dos materiais e está ilustrado na Figura 9.

Figura 9 - Variação do coeficiente de atrito com a temperatura. Caso da alumina e de um aço de elevada resistência mecânica (endurecido até, aproximadamente, 500 kg/mm²), a deslizarem a seco contra o mesmo

tipo de material. Adaptado de [25]

No caso dos aços de alta resistência, o aumento da temperatura provoca a diminuição do coeficiente de atrito, pelo menos até 600ºC. Esta evolução é devida ao aumento da velocidade de oxidação superficial, que facilita a reconstituição dos filmes de óxido que reduzem o coeficiente de atrito e a taxa de desgaste.

(30)

14 Efeito da velocidade de deslizamento

O aumento da velocidade de deslizamento provoca um aumento da quantidade de calor gerado na interface, o qual pode resultar na formação de um filme de óxido superficial de baixa resistência ao corte e, em casos extremos, na fusão local [16], [25]. Por outro lado, o aumento da ductilidade dos materiais, devido ao aumento da temperatura facilita a deformação plástica do material. Devido a isto, torna-se difícil prever o efeito da velocidade de deslizamento no comportamento tribológico.

Na Figura 10 temos o exemplo da variação do coeficiente de atrito com a velocidade de deslizamento para três materiais diferentes. É possível ver que no caso do aço de alta resistência a baixa velocidade (até 0,1 m/s), o coeficiente de atrito é pouco influenciado pela velocidade de deslizamento, mas para velocidades superiores diminui gradualmente com o aumento da velocidade.

.

Figura 10 – Variação do coeficiente de atrito com a velocidade de deslizamento. Caso de um aço de elevada resistência mecânica, do polímero PP e do cerâmico Si3N4, a deslizarem contra materiais iguais [25].

Esta diminuição é devida a dois efeitos principais: (a) a diminuição do tempo de contacto entre as asperezas, que reduz a possibilidade de se formarem junções e (b) intensificação da oxidação superficial devido à maior temperatura da superfície [25]. Para velocidades muito elevadas (da ordem dos 100 m/s) pode ocorrer fusão local nas asperezas, o que faz com que o atrito diminua pois o filme de metal líquido funciona como lubrificante.

2.2.3. Desgaste

O desgaste resulta da remoção de material de uma ou de ambas as superfícies sólidas em movimento relativo [19]. Tal como o atrito, o desgaste não é uma propriedade intrínseca dos materiais, correspondendo antes a uma resposta do sistema tribológica às condições de operação impostas.

2.2.3.1. Desgaste adesivo

O desgaste adesivo ocorre quando duas superfícies nominalmente planas em contacto deslizam uma em relação à outra. A adesão ocorre nas asperezas em contacto e devido ao deslizamento, estes contactos são rompidos, podendo originar libertação de partículas e eventual transferência destas partículas para a outra superfície. À medida que o deslizamento progride, os fragmentos transferidos podem ser de novo

(31)

transferidos para a superfície original ou ficarem soltos como partículas de desgaste. Devido ao movimento repetitivo das superfícies as partículas de desgaste retidas na interface podem fracturar por fadiga, resultando num aumento do número de partículas.

2.2.3.2. Desgaste abrasivo

O desgaste abrasivo ocorre quando as asperezas de uma superfície dura deslizam sobre uma superfície mais macia causando dano por deformação plástica ou fractura. A abrasão também pode ser causada por partículas de desgaste formadas durante o deslizamento que têm uma dureza suficientemente elevada para sulcar a superfície do material.

Quando os elementos duros fazem parte integrante de um dos corpos do par tribológico o desgaste é designado por desgaste abrasivo a dois corpos, mas se estas partículas estiverem soltas entre as duas superfícies podendo deslizar ou rolar levemente, o desgaste é designado por desgaste abrasivo a três corpos [16]. Em muitos casos o desgaste é inicialmente adesivo e passa depois a desgaste abrasivo a três corpos devido à acção dos detritos de desgaste aprisionados na interface. O desgaste abrasivo leva à formação de sulcos paralelos entre si e à direcção de deslizamento no material mais macio [19].

Os principais mecanismos de desgaste abrasivo são microlavragem, microcorte, microfadiga e microfissuração [27]. Os três primeiros mecanismos envolvem deformação plástica seguida da remoção de material. Quando uma aspereza dura desliza sobre uma superfície mais macia forma-se um sulco. Este fenómeno pode envolver apenas deformação plástica ou deformação e fractura do material [21]. O primeiro processo é denominado por microlavragem, que não causa remoção de material, e o último por microcorte. No entanto, a passagem repetida de partículas abrasivas nas zonas já deformadas plasticamente pode causar a fissuração por fadiga, resultando em perda de matéria (microfadiga) [19]. O desgaste abrasivo por microfissuração ocorre para valores mais elevados de tensão e materiais frágeis. A abrasão destas superfícies pode causar a formação e propagação de fissuras, resultando em volumes de desgaste superiores ao volume do sulco produzido pelo abrasivo.

A transição de um mecanismo de desgaste abrasivo para outro é controlado pelo ângulo de ataque das partículas abrasivas e pela resistência ao corte da interface entre a partícula e superfície [16].

2.2.3.3. Desgaste dos metais e ligas metálicas

Durante o deslizamento podem ocorrer vários processos de desgaste causando variações na taxa de desgaste. O mesmo acontece se a força aplicada e a velocidade de deslizamento forem alteradas. A ocorrência de determinados mecanismos de desgaste em detrimento de outros num dado sistema tribológico depende de três factores principais: tensões aplicadas às superfícies, temperatura e taxa de oxidação dos materiais [16]. A complexidade do desgaste por deslizamento dos metais e ligas metálicas é devida ao facto de estes três factores serem interdependentes e serem influenciados pela força aplicada e

(32)

16 A velocidade de deslizamento e a força aplicada influenciam a temperatura na interface. O aumento destas duas quantidades leva ao aumento da quantidade de calor gerado na interface. Adicionalmente, o aumento da força aplicada aumenta também as tensões no sistema tribológico, o que por sua vez origina maior dano mecânico nas superfícies. A velocidade de deslizamento irá determinar a taxa a que o calor é gerado na interface e, por outro lado, a quantidade de calor dissipado por condução térmica. Para baixas velocidades a quantidade de calor gerado é mais pequena e a quantidade de calor transportado da interface para a massa (“bulk”) maior, pelo que a temperatura da interface permanece relativamente baixa. Para maiores velocidades a quantidade de calor gerado é maior e a quantidade de calor dissipado menor, pelo que a temperatura da interface aumenta. Estas duas situações designam-se por desgaste isotérmico e adiabático, respectivamente. Quanto a temperatura das interfaces é elevada verificam-se facilmente reacções com a atmosfera, as quais podem alterar a composição química superficial e, consequentemente, o comportamento tribológico.

Efeito da temperatura – Desgaste Oxidativo

Como referido na Secção 2.2.2.3, a temperatura influencia o desgaste pois afecta a taxa de oxidação térmica das mesmas, levando à produção de filmes de óxidos. A temperatura na interface pode ser substancialmente maior do que a temperatura circundante, em particular nas asperezas no momento em que estas interactuam umas com as outras [16]. Na maioria dos metais mesmo para velocidades de deslizamento moderadas a temperatura dos “hot-spots” pode ser suficiente para causar uma oxidação superficial significativa. Para baixa temperatura ambiente, a oxidação irá ocorrer apenas nos contactos entre asperezas devido ao calor aí gerado, mas para temperaturas mais elevadas pode ocorrer oxidação generalizada da superfície.

Os filmes de óxidos formados nas superfícies inibem o contacto metal-metal, diminuem a resistência ao corte da interface, actuam como lubrificantes e têm uma acção protectora em relação ao material subjacente, devido à sua elevada resistência mecânica [28]. Isto leva a que o mecanismo de desgaste severo por deformação plástica e delaminação seja substituído por desgaste oxidativo moderado, reduzindo a taxa de desgaste [28].

No desgaste oxidativo os detritos removidos são de óxidos e resultam da fragmentação do filme de óxido superficial [19]. No caso dos metais ferrosos, o óxido predominante nos detritos de desgaste depende da velocidade e temperatura de deslizamento: para baixas velocidades e temperaturas, o óxido dominante é o Fe2O3, mas para velocidades e temperaturas elevadas forma-se FeO. Em condições intermédias

prevalece o Fe3O4 [16].

Efeito da pressão de contacto e velocidade de deslizamento – Mapas de Desgaste

A pressão de contacto e a velocidade de deslizamento influenciam a temperatura gerada na interface entre duas superfícies, podendo causar variações do regime de desgaste observado e, consequentemente, do

(33)

coeficiente de desgaste [19]. Uma forma prática de esquematizar os regimes de desgaste possíveis, para diferentes condições de operação, é através de um mapa de desgaste [29]. Nestes mapas encontram-se representados regimes de desgaste dominados por mecanismos de deformação plástica e de oxidação das superfícies. Como exemplo, na Figura 11 encontra-se representado o mapa de desgaste do aço a deslizar sobre aço na configuração pino-sobre-disco, ao ar e à temperatura ambiente.

Figura 11 – Mapa de desgaste do deslizamento ao ar do aço sobre aço na configuração pin-sobre-disco [30].

No eixo das ordenadas e das abcissas do mapa da Figura 11 estão os valores normalizados de pressão e velocidade, respectivamente. A pressão normalizada é definida como sendo a força normal a dividir pela área nominal de contacto multiplicada pela dureza do material menos duro, e a velocidade normalizada como a velocidade de deslizamento multiplicada pelo raio da área nominal de contacto e a dividir pela difusividade térmica [31]. No eixo das abcissas, em cima, são também representados os valores de velocidade de deslizamento em m/s. Através da determinação da pressão e velocidade normalizada aplicadas a um determinado sistema tribológico, conseguimos descobrir que tipo de regime de desgaste é teoricamente expectável de ser observado.

Os regimes de desgaste podem ser moderados (causados por fenómenos de oxidação superficial) ou severos (resultantes do contacto metálico entre superfícies) [16]. No desgaste moderado a superfície tem um aspecto liso devido a estar coberta por um filme de óxido protector, e no desgaste severo fica com maior rugosidade e apresenta marcas de desgaste mais intenso, devido à destruição do filme de óxido nativo, resultando num maior coeficiente de desgaste [19]. Em muitos metais, são normalmente observadas transições entre regimes de desgaste severo e moderado, as quais podem ser devidas a variações da força normal ou da velocidade de deslizamento, como referido anteriormente.

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18 No mapa da Figura 11 são possíveis de serem identificados seis diferentes regimes de desgaste. No regime “seizure” (gripagem), as elevadas pressões de contacto originam um elevado crescimento de junções de asperezas na interface. A área real de contacto aumenta até igualar a área aparente, ocorrendo então a gripagem das superfícies. No regime “melt wear” (desgaste por fusão), verificado para cargas e velocidades elevadas, as temperaturas geradas na interface são tao elevadas que a condução térmica não consegue dissipar o calor para longe da interface de forma eficaz. Como resultado, ocorre formação de um filme de metal líquido que actua como lubrificante, causando valores de coeficiente de atrito muito baixos. Porém, o coeficiente de desgaste permanece elevado, pelo que este é um regime de desgaste severo.

Nos regimes “severe oxidational wear” (desgaste oxidativo severo) e “mild oxidational wear” (desgaste oxidativo moderado), as velocidades de deslizamento causam temperaturas na interface suficientemente elevadas para causar a oxidação das superfícies do aço. Para velocidades abaixo de 1 m/s, os detritos de desgaste são principalmente metálicos e acima desse valor, os detritos são constituídos essencialmente por óxidos de ferro [30]. Nestes dois regimes forma-se um filme de óxido nas superfícies em deslizamento e acima de um valor crítico de velocidade, o desgaste é fortemente causado pela deterioração do filme ocorrendo libertação de detritos de desgaste. À volta de 1 m/s e baixas cargas (“mild oxidational wear”), o filme de óxido é fino, não uniforme e frágil. Para cargas e velocidades mais elevadas (>10 m/s, “severe oxidational wear”), a temperatura na interface é maior, pelo que a taxa de oxidação aumenta. Como resultado, o filme de óxido torna-se mais espesso e uniforme, cobrindo toda a superfície. Nestas condições, o calor gerado por atrito é considerável, pelo que o metal fica parcialmente isolado pela camada de óxido. Porém, os óxidos estão a uma temperatura suficientemente elevada para causar a sua deformação plástica. Os detritos de desgaste consistem em partículas de óxido removidas desta camada, e não da superfície do metal. Devido a isto, é um regime de desgaste moderado. Nestes dois regimes, a classificação de “moderado” e “severo” é relativa à taxa de oxidação e não ao coeficiente de desgaste (o qual é frequentemente mais baixo no regime de desgaste oxidativo moderado) [30].

Para velocidades de deslizamento inferiores a 0,1 m/s o calor gerado na interface é insignificante, pelo que o efeito da força de atrito no sistema tribológico é de deformar plasticamente a superfície do aço, resultando na libertação de detritos de desgaste a partir da superficie metálica (delaminação). No regime “delamination wear” (desgaste por delaminação), podemos ter desgaste moderado e severo. No regime moderado de desgaste por delaminação, associado a baixas cargas, o contacto metálico entre superfícies é impedido devido à presença de um filme fino, mas resistente, de óxido. Este deforma-se elasticamente e não é rompido, resultando num baixo coeficiente de atrito. Os detritos de desgaste formados resultam da remoção de partículas da própria camada de óxido, originando num baixo coeficiente de desgaste. Caso a superficie seja danificada, esta é rapidamente reoxidada, evitando novo contacto metal-metal entre as superfícies em deslizamento. Para cargas maiores, ocorre desgaste severo por delaminação devido ao filme de óxido ser rompido nos contactos entre asperezas, ocorrendo deformação plástica da superfície e subsequente formação de detritos de desgaste. Como resultado, os coeficientes de atrito e de desgaste aumentam.

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Para cargas e velocidades muito baixas ocorre “ultra mild wear” (desgaste ultra moderado), no qual o desgaste das superfícies em deslizamento é muito reduzido. O filme de óxido nativo é fino mas nunca destruído, devido aos baixos valores de pressão de contacto e velocidade de deslizamento. Consequentemente, não ocorre contacto metálico na interface e os coeficientes de atrito e desgaste são mínimos.

A partir da Figura 11 podemos assim concluir que para baixas velocidades de deslizamento, o desgaste é dominado por processos mecânicos (essencialmente influenciados pelas pressões de contacto geradas na interface), e quando a velocidade de deslizamento aumenta, de tal forma a deixarmos de ter um sistema considerado isotérmico, os mecanismos de desgaste dependentes da temperatura tornam-se dominantes, ocorrendo formação de filmes de óxido protectores nas superfícies [31].

É importante notar que os padrões de comportamento da Figura 11 estão ilustrados de uma forma simplificada, pois não foram tidos em consideração vários factores, tais como: (i) ocorrência de transições de regime de desgaste com a distância ou tempo de deslizamento; (ii) variações na composição e microestrutura do aço e (iii) variações da temperatura ambiente [16]. Estes factores podem alterar os limites entre os regimes de desgaste do aço, não ficando estes bem definidos.

2.2.4. Lubrificação de superfícies

O atrito e desgaste de duas superfícies metálicas deslizando em contacto pode ser reduzido adicionando à interface uma substância que reduz a resistência ao corte desta [25]. Esta substância pode ser sólida, líquida ou gasosa e é denominada lubrificante. Na Figura 12 temos uma ilustração esquemática da aplicação de uma camada lubrificante entre duas superfícies.

Figura 12 – Ilustração esquemática da redução do atrito entre superfícies através do uso de lubrificantes. Adaptado de [25]

Em alguns sistemas lubrificados o lubrificante pode não evitar o contacto entre as asperezas das duas superfícies, porém irá diminui-lo. Noutros sistemas, o lubrificante separa completamente as duas superfícies, evitando a formação de junções de asperezas. Independentemente do sistema, o uso de um lubrificante reduzirá sempre a taxa de desgaste por deslizamento [16]. Além de reduzirem o atrito e o desgaste, os lubrificantes têm duas outras vantagens importantes: protegem as superfícies contra agressões ambientais (por exemplo, impedindo a acção do oxigénio e da humidade sobre as superfícies metálicas evitando a corrosão destas) e facilitam a remoção do calor e partículas de desgaste gerados na interface [25].