Arestas de corte da ferramenta CBN 7050 em corte contínuo

A Figura 48 mostra a aresta de corte da ferramenta da classe alto teor de CBN (CBN 7050) utilizada em corte contínuo. A Figura 48a mostra a superfície de folga e a Figura 48b mostra a superfície de saída.

Figura 48 – CBN 7050 em corte contínuo: a) superfície de folga e b) superfície de saída.

Inicialmente, a análise topográfica da superfície de folga (Figura 48a) e da superfície de saída (Figura 48b) mostra que a aresta de corte está isenta de microlascamentos (lascamento menor do que o critério de fim de vida – VBB =0,20 mm) ou de lascamentos. Esta é a

evidência de que a tenacidade da classe é adequada e que os sistemas de fixação de peça e de ferramenta promovem rigidez adequada para a usinagem de um material com elevada fração volumétrica de carbonetos. Diniz, Martins e Braghini Jr. (2005) identificaram que no torneamento com ferramentas PcBN do aço O1 (classe C) com 60 HRC, o principal fator que determinou o fim de vida da ferramenta foi o lascamento. A presença de desgaste predominantemente abrasivo nas arestas de corte da Figura 48 mostra que o processo não deverá ser interrompido de forma abrupta e que componentes usinados não serão descartados em função de irregularidades na superfície usinada.

Na Figura 48a, é possível observar que o desgaste de flanco, tipicamente abrasivo, está distribuído regularmente ao longo da região de contato da superfície de folga. Também é possível notar que o desgaste de flanco não apresenta maior valor na região da aresta secundária de corte, denominado como VBC. Maiores valores de desgaste na região da aresta

secundária de corte foram identificados por Diniz e Oliveira (2008) no torneamento em corte contínuo e interrompido do aço AISI 4340 com 56 HRC e por Grzesik (2008b) no torneamento do aço AISI 5140 com 60 HRC. Ambos os autores atribuíram o desgaste VBC à

restrita espessura de cavaco na região secundária de corte, ocasionando fluxo lateral de material e aumento da pressão específica de corte no local (explicação detalhada na Figura 18). Uma explicação para diferente topografia do desgaste de flanco desta pesquisa em relação às mencionadas anteriormente está relacionada à microestrutura do material. A microestrutura do ferro fundido branco alto cromo é heterogênea e constituída principalmente por uma matriz perlítica com grandes carbonetos de cromo (maiores do que 150 m)

ancorados na matriz, o que promove uma estrutura muito rígida. No caso dos aços utilizados por Diniz e Oliveira (2008) e Grzesik (2008b), as microestruturas são homogêneas (martensita revenida) e susceptíveis às deformações em elevadas temperaturas promovidas pelo cisalhamento. A rígida estrutura do ferro fundido branco (ver Figura 41) dificulta o fluxo lateral de cavaco na região da aresta secundária de corte, principalmente pela presença dos carbonetos. Isto promove um mecanismo de desgaste abrasivo regular em toda a aresta de corte, conforme pode ser visto na Figura 48.

A ausência de desgaste de entalhe pronunciado nas arestas de corte no torneamento de materiais com elevada fração volumétrica de carbonetos é confirmada por Arsecularatne et.

al. (2006). As análises de desgaste nas arestas de corte no torneamento do aço AISI D2 com

60 HRC com ferramentas PcBN evidenciam uma distribuição similar ao desta pesquisa. É importante enfatizar que o aço AISI D2 também possui elevada fração volumétrica de carbonetos de cromo, contudo, estes carbonetos são ancorados em uma matriz de martensita revenida e são menores comparados aos carbonetos do ferro fundido branco em função do trabalho mecânico ao longo do processo de refinamento da microestrutura do aço.

Um ponto importante na análise da morfologia do desgaste está associado aos valores restritos de rugosidade necessários em grande parte das operações de acabamento. Como relatado anteriormente, não se observou na aresta de corte um desgaste acentuado na região secundária de corte da ferramenta (VBC), a qual é a principal responsável pela formação da

rugosidade da superfície usinada. Como o desgaste de flanco observado possui uma distribuição regular ao longo da superfície de folga, após a avaliação dos parâmetros de rugosidade, poder-se-á analisar a possibilidade de elevar o limite de vida das ferramentas (VBB = 0,2 mm). Esta alteração possibilitaria a manutenção do mesmo nível de rugosidade,

neste caso, o padrão N6 (até Ra = 0,8 µm) e um maior tempo de usinagem por aresta de corte. Para evidenciar com clareza os mecanismos de desgaste atuantes na aresta de corte, realizou-se a ampliação da superfície de folga da ferramenta, a qual é apresentada na Figura 49.

Figura 49 – Topografia do desgaste na aresta de corte da ferramenta CBN 7050 em corte contínuo.

A Figura 49 mostra a ampliação de duas regiões distintas: A) região da aresta secundária de corte, B) região central do desgaste. Nas duas ampliações são nítidos os sulcos na direção da velocidade de corte, o que caracteriza de desgaste abrasivo. Contudo, o fator mais interessante está na ampliação B (Figura 49c), onde se verifica a presença de sulcos abrasivos na região do chanfro da aresta de corte. Segundo Trent e Wright (2000) o desgaste de cratera gerado pelo mecanismo de difusão promove uma superfície lisa, que não é o caso da ampliação B. Neste caso, torna-se evidente que a cratera da aresta de corte foi formada por desgaste abrasivo.

O aparecimento da cratera na região do chanfro da aresta de corte pode ser explicado da seguinte forma: a elevada temperatura gerada durante o corte contínuo facilita a dissociação do material aglomerante (Co) com as partículas de CBN da ferramenta. Estas partículas de Cobalto, por sua vez, recebem o impacto dos componentes microestruturais extremamente duros do material usinado por meio do movimento relativo do processo de torneamento. Desta forma, as partículas dissociadas de CBN juntamente com os carbonetos do material usinado promovem os riscos abrasivos na região da aresta de corte.

Ainda nas Figura 48a e 49, é possível observar que o desgaste de cratera tornou-se uma cavidade mais profunda que o nível da preparação (microgeometria) da aresta de corte,

tornando-se menos rígida. Mesmo com a redução de resistência da aresta pela alteração da geometria, não foram observadas quebras ou microlascamentos. Sugere-se que este desempenho da ferramenta CBN 7050 é principalmente atribuído à rigidez do sistema de usinagem e à elevada tenacidade da classe de elevado teor de CBN (CBN 7050), conforme as propriedades mostradas na Tabela 5.

Conforme também mostrado na Tabela 5, a classe de alto teor de CBN (CBN 7050) se distingue das demais pelo elevado valor de condutividade térmica. Esta propriedade aliada ao corte contínuo que, conforme relatado por Diniz e Oliveira (2008), promove elevada temperatura na interface cavaco-ferramenta, acarreta condições favoráveis para o surgimento do mecanismo de desgaste da difusão. Além disso, para o surgimento deste mecanismo de desgaste é necessária a utilização de elevados valores de velocidade e de corte (para atingir elevadas temperaturas na interface cavaco-ferramenta). Yallese et al. (2009), no torneamento com ferramentas de PcBN do aço AISI E52100, observaram o mecanismo de desgaste da difusão somente utilizando valores de velocidade de corte (vc) superiores a 180 m/min,

enquanto que Katuku, Koursaris e Sigalas (2010), na usinagem do ferro fundido nodular austemperado, observaram o mecanismo de desgaste da difusão utilizando velocidades de corte (vc) superiores a 150 m/min. Apesar de ser utilizada nesta pesquisa uma velocidade de

corte (vc) = 200 m/min, os resultados mostrados na Figura 49 não apresentam indícios do

mecanismo de desgaste da difusão. Desta forma, esta pesquisa evidencia que não é só a classe da ferramenta (alto teor de CBN) e o patamar de velocidade de corte que influenciam no mecanismo de desgaste da difusão. A microestrutura do material usinado também é um fator de influência.