A figura 39, apresenta a evolução temporal do desgaste de flanco da ferra- menta de corte (VBC), logo abaixo da região do raio de ponta. Percebe-se que a con-
dição a seco foi a que primeiro atingiu o critério de fim de vida (VBC = 0,3 mm) com
11,8 min de usinagem. Na sequência, as arestas usinadas nas condições MQNL (CuO), Jorro e MQL, chegaram ao fim de vida com 12,96 minutos. As condições que proporcionaram o maior tempo de vida foram: MQNL (aC:H) e MQNL (Híbrido), com um tempo de usinagem de 14,04 min.
Figura 39 - Monitoramento do desgaste de flanco VBC sob diferentes condições de lubrirrefri-
geração.
Com a finalidade de se definir estatisticamente o tempo de vida da aresta de corte para cada condição de lubrirrefrigeração, foram traçados gráficos do desgaste (VBC) em função do tempo de usinagem, como o mostrado na figura 40, para cada
ensaio realizado.
Condição de lubrirrefrigeração
A seco MQNL(CuO) Jorro MQL MQNL (aC:H) Híbrido
Te mpo de us ina ge m (mi n) 1,08 4,3 8,64 ( mi n) 11 ,8 8 (mi n) 12 ,9 6 14 ,0 4
Figura 40 - Curva de tendência de desgaste para os pontos obtidos durante a primeira repe- tição na condição MQNL (aC:H).
A partir deles foi possível estimar o tempo de vida de cada aresta de corte, para o critério de fim de vida pré-estabelecido (VBC = 0,3) usando as equações obtidas por
regressão polinomial. Com o tempo de vida estimado para cada aresta de corte tes- tada, foi possível obter o intervalo de confiança (IC) para a média populacional da variável aleatória “vida da aresta de corte” para fins de comparação entre as diferentes condições de lubrirrefrigeração. A Tabela 11 apresenta os valores obtidos dos limites superior e inferior do intervalo de confiança para a média populacional da variável em questão. Com base nesses valores, traçou-se o gráfico da figura 41.
Tabela 11 - Valores utilizados no cálculo do intervalo de confiança para a variável aleatória “vida útil da aresta de corte”.
𝑁 𝑡𝑁−1 𝑋̅ 𝑠 Limite inferior Limite superior
MQNL (aC:H) 3 4,30 12,80 0,148 12,43 13,17 MQNL (CuO) 3 4,30 12,06 0,358 11,17 12,95 MQNL (aC:H + CuO) 3 4,30 12,86 0,364 11,95 13,76 MQL 3 4,30 12,66 0,445 11,55 13,76 Jorro 3 4,30 12,28 0,573 10,85 13,70 A seco 3 4,30 11,67 0,096 11,43 11,90 VBC= 0,0008t2+ 0,0098t + 0,0456 R² = 0,9914 0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350 0,400 0 2 4 6 8 10 12 14 16 De sgas te d e flan co, VB C (m m )
Tempo de usinagem (min)
Figura 41 - Intervalo de confiança para a vida útil da aresta de corte para as diferentes condições de lubrirrefrigeração investigadas.
Observando-se o gráfico da figura 41, estatisticamente não é possível afirmar que haja diferença entre as médias da variável “vida da aresta de corte” entre as con- dições lubrirrefrigeradas, embora haja uma tendência de aumento desta variável da condição Jorro para a condição MQNL (aC:H) quando são analisadas as médias arit- méticas de cada condição. Entretanto, pode-se afirmar com 95% de confiança que a usinagem do aço ferramenta AISI D6 temperado e revenido nas condições de lubrir- refrigeração MQNL (CuO+aC:H) e MQNL (aC:H) aumentou o tempo de vida da ferra- menta de corte em relação à condição a seco.
A figura 42 apresenta imagens das cunhas de corte desgastadas após atingi- rem o critério de fim de vida para cada condição de lubrirrefrigeração.
8 9 10 11 12 13 14 15 Vid a d a ar es ta d e co rte (m in ) Condição de Lubrirrefrigeração
Figura 42 - Imagens obtidas por MEV das arestas desgastadas sob as diferentes condições de lubrificação estudadas.
Percebe-se a presença de dois tipos de desgaste independentemente da con- dição de lubrirrefrigeração: (i) de cratera e (ii) de flanco abaixo da curvatura da ponta do inserto (VBC), não sendo possível identificar diferenças significativas. Marcas de
mecanismo de desgaste por abrasão, provocado pelos carbonetos duros do material usinado, teve um papel importante na produção dos dois tipos de desgastes observa- dos. Além da abrasão, para todas as condições de lubrirrefrigeração nota-se a pre- sença de microlascamentos da aresta na região de encontro da superfície da cratera com a superfície do flanco desgastado e evidências de adesão de material da peça em ambas as superfícies desgastadas, indicando que o mecanismo de desgaste por
attrition também ter sido importante na evolução do desgaste das arestas.
A ocorrência de microlascamentos ocorre principalmente devido à fragilização do gume de corte provocada pelo desgaste de cratera, que modifica a geometria da ferramenta deixando-a com um menor ângulo de cunha, o que a torna mais suscetível a este fenômeno. Pode-se notar que a presença de microlascamentos foi mais acen- tuada na aresta que usinou com MQNL (aC:H). Isso se explica pelo fato dessa condi- ção ter proporcionando o maior tempo de usinagem.
Há evidências de ocorrência de desgaste por attrition, em que material da peça aderido é arrancado subitamente, podendo assim remover partículas da ferramenta e arrastá-las através das superfícies de saída e de flanco devido ao movimento da peça e dos cavacos, contribuindo para o aumento da cratera e a presença das ranhuras de desgaste observadas.
As ranhuras observadas para todas as condições, têm suas orientações na di- reção de saída do cavaco (região da cratera) e na direção do movimento de corte (região do flanco), o que caracteriza o mecanismo de desgaste abrasivo. Segundo Machado e Diniz (2017), a presença do mecanismo de attrition na usinagem com fer- ramentas de PCBN, faz com que grãos de CBN se desprendam e risquem as super- fícies da ferramenta, ocasionando uma maior severidade no mecanismo de abrasão. Além disso, a presença de partículas de elevada dureza (carbonetos do tipo Cr23C6 e
Cr7C3) na microestrutura do material usinado, certamente contribuíram para o des-
gaste por abrasão.
As mesmas evidências descritas acima foram encontradas por Fernandes (2019) utilizando os mesmos parâmetros de corte e o mesmo par ferramenta-peça, porém, comparando as condições de lubrificação por jorro e criogênica (LN2). Bonfá et al. (2019), também observaram mecanismos semelhantes de desgaste com o
mesmo par ferramenta-peça, utilizando a condição de lubrirrefrigeração por MQL. Uti- lizando nanofluidos aplicados por MQL no torneamento duro, Ramahn et al (2019), Yıldırım et al (2019) e Das et al. (2019), observaram, para parâmetros de corte próxi- mos aos utilizados neste trabalho, a presença de desgaste de flanco, marcas de abra- são e desgaste de cratera, e observaram também a presença de aresta postiça de corte e desgaste de entalhe, o que não foi verificado no presente trabalho.
Além das análises MEV, foram feitas análises pontuais por EDS nas regiões desgastadas, buscando assim identificar a presença de nanopartículas nestas, o que evidenciaria que estas nanopartículas tiveram acesso às regiões de interface cavaco- ferramenta (superfície de saída) e ferramenta peça (flanco) durante o processo de usinagem e, assim contribuiriam para a redução da taxa de desgaste. As figuras 43 - 48 mostram estes os resultados.
Figura 44 - Análise EDS para a região desgastada da aresta que usinou na condição MQNL (CuO).
Figura 45 - Análise EDS para a região desgastada da aresta que usinou na condição MQNL (CuO + aC:H).
Figura 46 - Análise EDS para a região desgastada da aresta que usinou na condição MQNL (aC:H).
Figura 47 - Análise EDS para a região desgastada da aresta que usinou na condição a seco.
Figura 48 - Análise EDS para a região desgastada da aresta que usinou na condição a MQL.
A análise em pontos suspeitos de ocorrência de adesão, revelou a presença de Ferro (Fe) e Cromo (Cr), elementos que fazem parte apenas da composição do material usinado, o que confirmou a suspeita inicial, fortalecendo a hipótese de attri-
tion.
Na figura 44, a partir da análise da área da cratera, foi possível identificar picos de cobre (Cu), o que evidencia que as nanopartículas de CuO podem ter tido acesso a algumas regiões de interface. Para confirmar essa hipótese foi feito um mapeamento EDS (figura 49) nessa mesma região. Esse mapeamento identificou, ainda que em pequenas quantidades, a presença do elemento cobre (Cu), o que reforça a teoria de que o nanofluido aplicado por MQL, teria atingido regiões de interface. Também foi feito observada a presença do elemento cobre (Cu) na região da cratera da ferramenta na qual se utilizou o nanofluido híbrido (Figura 50). Além do cobre (Cu), também se observou a forte presença de ferro (Fe) e Cromo (Cr) nessas regiões, elementos ca- racterísticos exclusivamente da peça usinada, o que comprova a ocorrência de ade- são e reforça ainda mais a possibilidade de ocorrência de attrition.
Não foram feitas análises no sentido de detectar a presença de partículas de aC:H, por limitações na técnica usada.
Figura 49 - Mapeamento EDS da região da cratera da aresta que usinou na condição MQNL (CuO).
Figura 50 - Mapeamento EDS da região da cratera da aresta que usinou na condição MQNL (CuO + aC:H).
A maior vida útil, proporcionada pelas nanofluidos de aC:H e híbrido, pode ser explicada pela atuação das nanopartículas com mecanismos antidesgaste, que tendem a diminuir o atrito na região de interface. Devido à forma arredondada das nanopartículas utilizadas, o mais provável é que tenha ocorrido o chamado efeito de rolamento.