Derek Manoel Luup Carvalho
ANÁLISE DE SUPERFÍCIES USINADAS DE MATERIAIS SINTERIZADOS AUTOLUBRIFICANTES
Dissertação submetida ao Programa de Pós–Graduação em Engenharia Mecâ-nica da Universidade Federal de Santa Catarina para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Mecânica. Orientador: Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng.
Florianópolis 2017
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Ficha de identificação da obra elaborada pelo autor, através do Programa de Geração Automática da Biblioteca Universitária
Derek Manoel Luup Carvalho
ANÁLISE DE SUPERFÍCIES USINADAS DE MATERIAIS SINTERIZADOS AUTOLUBRIFICANTES
Esta Dissertação foi julgada adequada para obtenção do Título de “Mestre em Engenharia Mecânica”, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós–Graduação em Engenharia Mecânica.
Florianópolis, 10 de novembro de 2017. __________________________________________ Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng. – Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina
__________________________________________ Prof. Jonny Carlos da Silva, Dr. Eng.
Coordenador do Curso Banca Examinadora:
__________________________________________ Prof. Dr.–Ing.Walter Lindolfo Weingaertner
Universidade Federal de Santa Catarina __________________________________________
Prof. Cristiano Binder, Dr. Eng. Universidade Federal de Santa Catarina __________________________________________
Prof. Fabio Antonio Xavier, Dr. Eng. Universidade Federal de Santa Catarina
Dedico este trabalho a minha família pelo apoio ao longo do curso.
AGRADECIMENTOS
Ao Professor Dr. Eng. Rolf Bertrand Schroeter, que orientou, aconselhou e apoiou.
Ao Professor Dr. Eng. Cristiano Binder, pelo apoio, sugestões e conselhos.
Aos professores Dr.–Ing. Walter Lindolfo Weingaertner e Dr.– Ing. Aloisio Nelmo Klein, pelo conhecimento e exemplo transmitidos em sala de aula.
Aos meus colegas do Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP), M. Eng. Felipe Ebersbach, M. Eng. Emilio Wrasse, M. Eng. Ja-naina Geisler, pelo apoio e amizade.
Ao Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP), Laboratório de Usinagem e Comando Numérico (USICON) e Laboratório de Materiais (LABMAT).
À Universidade Federal de Santa Catarina e seu Programa de Pós–Graduação em Engenharia Mecânica, pela oportunidade.
Aos meus pais, Adil Cabral Carvalho e Iara Elizabeth Luup Car-valho pelo apoio. Também a minha avó Laura Cabral CarCar-valho, pelo apoio.
E a todos que me apoiaram e contribuíram de alguma forma, obrigado.
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Não se lembrarão de você, se lembrarão da sua reputação. (Rocky Balboa)
RESUMO
Uma das principais aplicações da usinagem é o acabamento de peças numa linha de produção. Um dos processos de fabricação que pode ante-ceder a usinagem é a metalurgia de pó, que permite a produção de mate-riais com características únicas. Porém, em algumas situações, estas pe-culiaridades apresentam desafios na usinagem, como a manutenção de ca-racterísticas na camada limite, a obtenção de uma textura específica e uma integridade da superfície dentro dos limites estabelecidos no projeto do componente. Uma nova classe de materiais, produzidos via metalurgia do pó, apresenta partículas de lubrificantes sólidos dispersas em sua matriz. Durante a usinagem destes materiais, com características autolubrifican-tes, a deformação plástica da matriz pode obstruir as partículas de lubri-ficante, impedindo o material de exercer a função para qual foi projetado. Este estudo visa avaliar a integridade e a textura da superfície do material autolubrificante submetido à usinagem em diversas condições de traba-lho. Para isso, a usinabilidade deste material foi avaliada no processo de torneamento cilíndrico externo através de análises de textura e integridade da superfície usinada e pela observação da morfologia dos cavacos. Os corpos de prova empregados neste estudo foram produzidos por metalur-gia do pó por compactação/sinterização simples e dupla. Como resultado, as análises das superfícies usinadas indicaram que aumentos de veloci-dade de corte diminuíram a rugosiveloci-dade. A dupla compactação/dupla sin-terização apresentou menor profundidade de camada limite, porém a com-pactação/sinterização simples apresentou menor variação. O avanço mos-trou-se ser o fator de maior influência sobre a integridade da superfície usinada. Os cavacos formados apresentaram morfologia típica de materi-ais heterogêneos, evidenciando a influência da microestrutura no pro-cesso de corte.
Palavras–chave: Usinagem. Material compósito autolubrificante. Usina-bilidade. Textura. Integridade da superfície.
ABSTRACT
One of the main applications of machining is as a finishing process in a production line. Powder metallurgy is one of such processes that can pro-ceed machining, which allows the production of materials with unique characteristics. However, in some situations, the material produced by powder metallurgy presents challenges during machining, like producing the texture and surface integrity within the desired requirements. A new materials class, produced by powder metallurgy, has solid lubricants dis-perses in its matrix. During machining of such class of materials, plastic deformation can obstruct the lubricating particles hindering it’s the func-tion it was designed for. This study was done to evaluate the surface tex-ture and integrity of the machined self–lubricating material. In this anal-ysis, the usinability was evalueted by texture analyses, surface integrity, and chip morphology analyses. To this end, the machining processes was cylindrical turning, and in the production of test samples, two production routes were used: pressing/sintering and double pressing/double sintering. It was concluded that roughness estimation showed that increases in cut-ting speed improved texture. In addition, the double pressing/double sin-tering production route showed thinner boundary layer, but simple press-ing/sintering production route had smaller dispersion. Moreover, feed rate had the greatest influence of the cutting parameters in the surface integ-rity. The chip presented a typical morphology of heterogeneous materials, showing the influence of material microstructure in the cutting processes. Keywords: Machining. Self–lubricating material. Machinability. Tex-ture. Surface integrity.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1. Microestrutura ideal de um compósito autolubrificante. ... 31
Figura 2. Zonas de cisalhamento no torneamento: cisalhamento primário (1); cisalhamento secundário (2); cisalhamento terciário (3); zona de separação (4). ... 35
Figura 3. Diagrama de equilíbrio Fe – Fe3C... 38
Figura 4. Comparação entre os insertos convencionais (a) e wiper (b). ap: profundidade de corte; f: avanço; rε: raio de quina; rε1 e rε2: raio da curvatura wiper; rbO: raio da quina suavizante; Rz: altura vale/pico. .... 41
Figura 5. Tipos de cavacos formados na usinagem: cavaco contínuo (a); cavaco de lamelas (b); cavaco cisalhado (c); cavaco arrancado (d). ... 44
Figura 6. Representação esquemática do acabamento de uma superfície. ... 48
Figura 7. Funcionamento esquemático de um interferômetro de luz branca. ... 49
Figura 8. Representação esquemática de uma superfície. ... 50
Figura 9. Corpo de prova utilizado nos ensaios de torneamento. ... 55
Figura 10. Dispositivo para fixação do corpo de prova. ... 56
Figura 11. Microscopia material compactado/ sinterizado (CS) (a); microscopia material duplo compactado/ duplo sinterizado (DCDS) (b). ... 63
Figura 12. Microscopia eletrônica da superfície usinada (DCDS). vc=200 m/min; f=0,2 mm. a) ap=1,0 mm. b) ap=0,5 mm. Partículas de material possivelmente deformado estão indicados pelas setas. Poros ou depósitos de lubrificantes estão indicados pelos círculos. ... 65
Figura 13. Microscopia eletrônica da superfície usinada (SC). f=0,2 mm. ap=1,0 mm. a) vc=200 m/min. b) vc=100 m/min. Partículas de material possivelmente deformado estão indicados pelas setas. Poros ou depósitos de lubrificantes estão indicados pelos círculos. ... 65
Figura 14. Microscopia óptica da seção transversal antes da usinagem. Parte a: CS. Parte b: DCDS. ... 66
Figura 15. Microscopia óptica da seção transversal de uma amostra obtida por compactação/ sinterização (CS) com os parâmetros de usinagem mostrando microestruturas deformadas (setas): a) vc=200 m/min, f=0,2 mm, ap=1,0 mm. b)vc=200 m/min, f=0,1 mm, ap=0,5 mm. c) vc=100 m/min, f=0,2 mm, ap=1,0 mm. d) vc=100 m/min, f=0,1 mm, ap=0,5 mm. ... 67 Figura 16. Microscopia óptica da seção transversal material DCDS mostrando microestruturas deformadas (setas). a) vc=200 m/min, f=0,2 mm, ap=1,0 mm. b) vc=200 m/min, f=0,1 mm, ap=0,5 mm. c) vc=100
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m/min, f=0,2 mm, ap=1,0 mm. d) vc=100 m/min, f=0,1 mm, ap=0,5 mm. ... 68 Figura 17. Falhas na superfície usinada provocadas por
heterogeneidades na microestrutura do material. Falhas causadas na superfície. Parte ‘a’: vc=100 m/min, f=0,2 mm e ap=1 mm. Parte ‘b’: vc=100 m/min, f=0,2 mm e ap=0,5 mm ... 69 Figura 18. Ampliação da superfície usinada, microscopia eletrônica de varredura (vc=100 m/min; f=0,2 mm; ap=0,5 mm; SC). ... 70 Figura 19. Estimativa da composição química do ponto analisado indicado na Figura 15 (vc =100 m/min; f=0,2 mm; ap=0,5 mm;
compactação/sinterização). ... 70 Figura 20. Profundidade da camada limite em função do avanço (CS). Velocidade de corte de 100 m/min. Profundidade de corte de 1,0 mm (tracejado) e de 0,5 mm (pontilhado). ... 72 Figura 21. Profundidade de material deformado em função do avanço, material DCDS. Velocidade de corte de 100 m/min. Profundidade de corte de 1,0 mm (tracejado) e de 0,5 mm (pontilhado). ... 73 Figura 22. Perfil de microdureza material compactado/ sinterizado (CS), vc=100 m/min. ... 74 Figura 23. Microdureza HV0,010 a 20 µm de profundidade em função do avanço (CS). Velocidade de corte 100 m/min; profundidade de corte 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 75 Figura 24. Projeção axonométrica da superfície usinada (vc=200 m/min; f=0,2 mm; ap=1,0 mm; CS). Regiões não medidas indicadas pelas setas. ... 77 Figura 25. Projeção axonométrica da superfície usinada (vc=200 m/min, f=0,1 mm, ap=0,5 mm; CS). Regiões não medidas indicadas pelas setas em preto. ... 77 Figura 26. Rugosidade Sq em função da velocidade de corte, material DCDS. Avanço de 0,2 mm, profundidade de corte de 0,5 mm
(pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 78 Figura 27. Rugosidade Sdq em função da velocidade de corte, DCDS. Avanço de 0,2 mm, profundidade de corte de 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 79 Figura 28. Rugosidade Sbi em função da velocidade de corte (CS). Avanço de 0,2 mm, profundidade de corte de 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 80 Figura 29. Rugosidade Sbi em função da velocidade de corte (DCDS). Avanço de 0,2 mm, profundidade de corte de 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 81
Figura 30. Rugosidade Sbi em função da velocidade de corte (DCDS). Avanço de 1,0 mm, profundidade de corte 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 82 Figura 31. Rugosidade Str em função do avanço, CS. Velocidade de corte de 100 m/min, profundidade de corte de 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 84 Figura 32. Rugosidade Str em função da velocidade de corte, DCDS. Avanço de 0,1 mm, profundidade de corte de 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 84 Figura 33. Rugosidade Str em função da velocidade de corte, DCDS. Avanço de 0,2 mm, profundidade de corte de 0,5 mm (pontilhado) e 1,0 mm (tracejado). ... 85 Figura 34. Imagens de cavacos obtidas por microscopia. Parte ‘a’: visão geral do cavaco. Parte ‘b’: detalhe do cavaco, notam–se zonas de maior deformação típicas de cavacos segmentados (ou lamelares), indicados pelas setas. ... 86
LISTA DE TABELAS
Tabela 1. Propriedades mecânicas de constituintes microestruturais
comuns em materiais ferrosos. ... 40
Tabela 2. Fluxograma procedimento experimental utilizado. ... 53
Tabela 3. Especificação dos pós utilizados. ... 54
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS AISI American Iron and Steel Institute CNC CERMAT DCDS EDS EMBRACO ISO LABMAT LMP LP3 MEV PTFE CS UFSC USICON
Comando Numérico Computadorizado Núcleo de Pesquisas em Materiais Cerâmi-cos e Compósitos
Dupla Compactação/ Dupla Sinterização Espectroscopia de raio–X por dispersão em energia
Empresa Brasileira de Compressores International Organization for Standardi-zation
Laboratório de Materiais
Laboratório de Mecânica de Precisão Laboratório de Prototipagem e Produção de Lotes Pilotos
Microscopia Eletrônica de Varredura Politetrafluoriteleno
Compactação/ Sinterização
Universidade Federal de Santa Catarina Laboratório de Usinagem e Comando Nu-mérico
LISTA DE SÍMBOLOS Alfabeto latino: ap b f Fe3C h hmin h0,05 HV kz M M15 N r [mm] [mm] [mm] [–] [mm] [mm] [µm] [–] [N/mm²] [–] [–] [–] [mm] Profundidade de corte Largura de corte Avanço Carboneto de Ferro Espessura de corte
Espessura mínima de corte
Altura da superfície para 5 % de área de su-porte
Dureza Vickers
Força específica de corte Número de pontos na direção x Classe de metal duro
Número de pontos na direção y Raio de quina da ferramenta de corte rpm Sbi Sdq Sq Str vc WF [–] [–] [µm/µm] [µm] [–] [m/min] [–]
Rotações por minuto Surface Bearing Index Root Mean Square Gradient Root Mean Square Height Texture Aspect Ratio Velocidade de corte Tipo de quebra–cavaco
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Alfabeto grego: γ ƞ0,05 ɳ²(x,y) λ κ ω [graus] [µm] [µm] [graus] [graus] [rad/s]Ângulo de saída da ferramenta
Altura dos picos para 5 % de área de suporte de carga
Altura em relação ao plano médio a cada in-cremento de comprimento em x e y. Ângulo de inclinação da ferramenta
Ângulo de direção do gume da ferramenta Velocidade angular
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ... 25 1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ... 25 1.2 OBJETIVOS ... 26 1.2.1 Objetivos específicos ... 26 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 29 2.1 LUBRIFICAÇÃO SÓLIDA ... 29 2.2 MATERIAIS AUTOLUBRIFICANTES DE MATRIZ FERROSA.. ... 30 2.2.1 Processo de fabricação dos materiais autolubrificantes 32 2.3 O PROCESSO DE USINAGEM ... 34 2.3.1 Torneamento cilíndrico ... 34 2.3.2 Processo de usinagem ... 34 2.4 USINABILIDADE ... 36 2.4.1 Influência dos elementos de liga na usinabilidade ... 37 2.4.2 Influência da microestrutura na usinabilidade ... 39 2.4.3 Influência da geometria da ferramenta na
usinabilidade... ... 40 2.4.4 Influência dos parâmetros de corte na usinabilidade .... 42 2.4.5 Processo de formação de cavacos ... 43 2.4.6 Usinabilidade dos ferros fundidos... 44 2.4.7 Usinabilidade dos materiais sinterizados ... 46 2.5 ANÁLISE DE SUPERFÍCIES USINADAS ... 47 2.5.1 Textura de superfícies usinadas ... 48 2.5.2 Medição de rugosidade ... 49 2.5.3 Integridade da superfície ... 49 2.5.4 Avaliação da integridade da superfície ... 52 3 MATERIAIS E MÉTODOS ... 53 3.1 CORPOS DE PROVA ... 54 3.1.1 Material dos corpos de prova ... 54 3.2 FERRAMENTAS E MÁQUINA FERRAMENTA ... 56 3.2.1 Máquina-ferramenta ... 56 3.2.2 Fixação do corpo de prova na máquina-ferramenta ... 56 3.3 TORNEAMENTO ... 57 3.3.1 Ensaio de torneamento ... 57 3.3.2 Ferramentas de corte ... 57 3.3.3 Parâmetros de corte ... 58 3.4 PROCEDIMENTO DE AVALIAÇÃO DA USINAGEM .. 59 3.4.1 Microscopia eletrônica das superfícies usinadas ... 59 3.4.2 Caracterização de textura ... 59
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3.4.3 Caracterização da integridade da superfície ... 61 3.4.4 Microdureza da seção transversal usinada ... 62 3.4.5 Análise de cavacos ... 62 4 ANÁLISE E DISCUSSÃO DOS RESULTADOS ... 63 4.1 INTEGRIDADE DAS SUPERFÍCIES USINADAS ... 64 4.1.1 Microscopia eletrônica da superfície ... 64 4.1.2 Metalografia da seção transversal usinada ... 66 4.1.3 Espectroscopia de raios-X (EDS) ... 69 4.1.4 Profundidade da camada limite ... 71 4.1.5 Microdureza da camada limite ... 73 4.1.6 Deformação plástica na superfície e camada limite ... 75 4.2 TEXTURA DAS SUPERFÍCIES USINADAS ... 76 4.2.1 Rugosidade da superfície usinada ... 78 4.3 MORFOLOGIA DOS CAVACOS ... 86
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS
FUTUROS ... 87 5.1 CONCLUSÕES ... 87 5.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 89 REFERÊNCIAS ... 91 APÊNDICE A – PROFUNDIDADE DA CAMADA LIMITE ...101 APÊNDICE B – MICRODUREZA DA CAMADA LIMITE ...103 APÊNDICE C – RUGOSIDADE SQ ...107 APÊNDICE D –RUGOSIDADE SDQ ...109 APÊNDICE E –RUGOSIDADE SBI ...111 APÊNDICE F –RUGOSIDADE STR...113
1 INTRODUÇÃO
Este trabalho relata um estudo experimental realizado na área de usinagem com materiais produzidos via metalurgia do pó. Dividida em 5 capítulos, esta dissertação inicia-se com uma introdução seguida de uma revisão bibliográfica apresentada no Capitulo 2. No capitulo subsequente é detalhada a metodologia experimental adotada para a realização da aná-lise, que, por sua vez, será descrita no capitulo 4 juntamente com a dis-cussão dos resultados. Finalmente, o capitulo 5 contém as principais con-clusões e sugestões para trabalhos futuros.
1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
Usinagem é o termo comumente utilizado para descrever o pro-cesso de fabricação que ocorre através da remoção de material da peça trabalhada. É comum que componentes fabricados por outros processos necessitem de uma etapa de ajuste dimensional e de qualidade da super-fície antes que o mesmo esteja pronto para uso, podendo este procedi-mento ser realizado por um processo de usinagem. A usinagem pode ser aplicada em diversos materiais tais como ligas ferrosas, não-ferrosas, po-límeros, cerâmicas, e materiais compósitos entre outros (DAVIM, 2008).
Atualmente, os materiais compósitos são extensivamente utiliza-dos devido às suas propriedades singulares, que são obtidas através da combinação de dois ou mais materiais diferentes. Desta maneira, compó-sitos oferecem muitas oportunidades de desenvolvimento de novos mate-riais para aplicações específicas (DANDEKAR e SHIN, 2012).
Entretanto, por não possuírem microestrutura homogênea, ou iso-trópica, os compósitos frequentemente são de difícil usinagem, e pode ocorrer um elevado nível de danos à peça. A usinagem de um compósito depende das propriedades e quantidade relativa da matriz e da segunda fase, e a resposta de ambos ao processo de usinagem. Assim, materiais compósitos muitas vezes apresentam maior dificuldade para serem usina-dos, e requerem maior atenção dos fatores normalmente considerados: operação de usinagem, tamanho e geometria da peça, acabamento e pre-cisão, e disponibilidade de equipamentos (TETI, 2002).
Os compósitos de engenharia se desenvolveram em várias classes como polímeros reforçados com fibra, compósitos de matriz metálica e compósitos de matriz cerâmica. Algumas destas classes de compósitos possuem partículas de reforço abrasivas que causam desgaste nas ferra-mentas de corte, além da dificuldade de se obter peças isentas de danos e defeitos (DANDEKAR e SHIN, 2012).
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Materiais compósitos modernos são projetados para atender deter-minados requisitos, tais como resistência mecânica, peso, propriedades magnéticas, ou de baixo atrito. Uma classe recém-desenvolvida são os materiais autolubrificantes, em especial os de matriz metálica. Tais mate-riais oferecem uma combinação de resistência mecânica e baixo coefici-ente de atrito para permitir o desenvolvimento de equipamentos com maior eficiência energética (CAMPOS et al., 2015). A busca por maior eficiência energética segue uma tendência mundial de uso de sistemas ecologicamente corretos, com menor consumo energético e redução do uso de lubrificantes fluidos (ERDEMIR, 2005).
Tratando-se de um material de recente desenvolvimento e ainda pouco difundido, as informações disponíveis sobre os processos de fabri-cação de materiais autolubrificantes, em especial a usinagem, são poucas e dispersas entre si. Ao contrário da usinagem de materiais como os ferros fundidos, aços carbono, que foram extensivamente estudados e cuja usi-nagem é bem estabelecida no mercado e na academia, existem poucas pesquisas acerca da usinagem de materiais autolubrificantes.
Dentre os processos de geometria definida, o torneamento é um dos processos de maior aplicação na indústria. O torneamento apresenta a vantagem de possuir uma cinemática simples que pode ser facilmente reproduzida. Tal fato se torna uma grande vantagem para realização de um estudo sobre a usinagem de um compósito, permitindo que o foco seja dado a outros aspectos críticos, como por exemplo a integridade da su-perfície usinada de compósitos.
Para que um processo de usinagem seja empregado industrial-mente de maneira economicaindustrial-mente viável, é necessário o domínio do pro-cesso, de maneira a se obter peças com a integridade e qualidade da su-perfície necessárias (KLOCKE, 2011).
1.2 OBJETIVOS
A presente dissertação tem por objetivo obter informações experi-mentais da usinabilidade do material autolubrificante sinterizado de ma-triz ferrosa em torneamento externo cilíndrico, avaliando a textura, inte-gridade da superfície e a morfologia dos cavacos.
1.2.1 Objetivos específicos
Como objetivos específicos deste trabalho podem ser listados os seguintes:
- avaliar se a deformação plástica provocada pela usinagem na superfície mantém o acesso dos depósitos de lubrificante à superfície de-sobstruídos;
- verificar a textura produzida pela usinagem através de medições de rugosidade por diferentes parâmetros;
- observar o efeito da geometria da ferramenta de corte na textura e integridade da superfície, e observar a morfologia dos cavacos gerados e fazer correlação com o material e condições de usinagem.
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 LUBRIFICAÇÃO SÓLIDA
O atrito é um fenômeno que ocorre na superfície de peças em con-tato e leva a desgaste e desperdício de energia. O atrito não pode ser com-pletamente eliminado, mas existem medidas que podem ser utilizadas para minimizá-lo (ASTHANA, 2006).
Em muitas aplicações, um baixo coeficiente de atrito é desejável para evitar desperdício de energia, como em um par pistão/cilindro, além de ser importante para o correto funcionamento do mesmo (ASTHANA, 2006).
Para reduzir o atrito e o desgaste podem ser utilizadas técnicas de lubrificação. Existem várias opções para se realizar a lubrificação em um par de componentes, dentre as quais podem ser citadas a lubrificação só-lida e a lubrificação fluida (DONNET e ERDEMIR, 2004).
Na lubrificação fluida existe um filme de fluido entre as superfícies que irá suportar a carga aplicada. Para que a lubrificação fluida funcione, deve haver uma pequena folga entre as superfícies deslizantes, a qual é preenchida pelo fluido durante a operação do equipamento (HUTCHI-NGS, 1992).
Na lubrificação sólida são utilizados materiais sólidos com baixo coeficiente de atrito na região de contato para reduzir o atrito. Alguns exemplos de lubrificantes sólidos são a grafita, MoS2 e o h–BN. Tais lu-brificantes são chamados de sólidos lamelares, e possuem baixa tensão de cisalhamento. Assim, quando são submetidos a tensões de cisalhamento, os sólidos lamelares facilmente cisalham oferecendo um baixo coeficiente de atrito (TEER, 2001).
Os lubrificantes sólidos podem ser utilizados como revestimentos das superfícies deslizantes, na forma de filmes ou dispersos na matriz do material. A lubrificação sólida nada mais é do que a adição de um material que irá lubrificar a região de contato entre as superfícies em deslizamento (FOX et al., 2000).
Entre as vantagens dos lubrificantes sólidos em relação à lubrifica-ção hidrodinâmica estão:
1. Capacidade de suportar carregamentos elevados: Os lubrifican-tes sólidos cisalham sob cargas elevadas, o que facilita o deslizamento das superfícies em contato. Lubrificantes sólidos também exibem elevada ca-pacidade de carga (TEER, 2001).
2. Possibilidade de operação em temperaturas extremas: lubrifica-ção hidrodinâmica é sensível a extremos de temperatura (temperatura
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muito alta ou muito baixa), tendo em vista que a viscosidade do fluido varia com a temperatura. Já os lubrificantes sólidos apresentam uma esta-bilidade muito maior de propriedades em uma faixa de temperaturas muito maior (HUTCHINGS, 1992).
3. Possibilidade de operação intermitente: óleos e graxa podem es-coar da cavidade de trabalho após longos períodos sem uso, podendo ha-ver o contato metal–metal no momento da partida do equipamento, antes de se iniciar o fluxo de fluido lubrificante (TEER, 2001).
4. Estabilidade química: quando expostos à radioatividade, por exemplo, os lubrificantes líquidos podem se decompor. Outra desvanta-gem a ser citada é que óleos que possuem cadeia de hidrocarbonetos po-dem entrar em combustão na presença de oxigênio a partir de certa tem-peratura, ao passo que lubrificantes sólidos possuem uma reatividade quí-mica muito mais baixa, mantendo sua integridade em temperaturas muito mais altas (HUTCHINGS, 1992).
5. A lubrificação sólida possui a grande vantagem de não necessitar de mecanismos para circulação de fluidos lubrificantes (DONNET e ER-DEMIR, 2004).
Os lubrificantes sólidos podem ser utilizados de várias maneiras, como por exemplo na forma de filmes finos, pós ou pastas, ou em suspen-sões, por exemplo (XU et al., 2016).
2.2 MATERIAIS AUTOLUBRIFICANTES DE MATRIZ FERROSA Os materiais autolubrificantes são uma classe de materiais projeta-dos com baixo coeficiente de atrito, sendo produziprojeta-dos através de várias técnicas. Uma das classes de materiais autolubrificantes possui matriz metálica com partículas de lubrificantes dispersas em seu volume. Estes materiais são fabricados via metalurgia do pó, através de compactação em matriz e sinterização em forno (QIN et al.,2018).
Uma das vantagens de se produzir peças por metalurgia do pó é a capacidade de produzir peças com formato final, do inglês net shape. Nos casos em que há a necessidade de um processo de acabamento, a usina-gem pode ser utilizada para adequar as peças às tolerâncias dimensionais e de forma, ou para obter a superfície com a qualidade desejada (ERDEN et al., 2016).
O processo de fabricação via metalurgia do pó produz uma micro-estrutura diferente de peças fundidas ou forjadas. Quando usinadas as pe-ças sinterizadas apresentam comportamento diferente de pepe-ças fundidas
ou forjadas, devido principalmente à porosidade residual (NIESLONY; KISZKA, 2012).
Segundo Nieslony e Kiszka (2012), a porosidade dos materiais sin-terizados pode ser um grande obstáculo para se atingir a qualidade da su-perfície desejada. Os esforços mecânicos realizados pela usinagem pro-vocam deformações plásticas, o que fecha poros residuais da sinterização e aumenta a densidade da camada mais superficial. Por outro lado, a de-formação plástica pode obstruir os depósitos de lubrificante sólido, impe-dindo o acesso do lubrificante à região de contato.
Para a aplicação de lubrificantes sólidos. Uma ampla gama de téc-nicas pode ser utilizada. Uma opção é a aplicação dos lubrificantes sólidos apenas na superfície através de tintas, pós ou revestimentos. Outra opção é a produção de um material com partículas de lubrificante sólido disper-sas na matriz (Figura 1), de maneira que as partículas de lubrificante só-lido tenham acesso à superfície e lubrifiquem uma área ao seu redor (QIN et al., 2018).
O Laboratório de Materiais (LABMAT) da UFSC desenvolveu um material autolubrificante à base de ferro. A pesquisa realizada buscava obter materiais com características de autolubrificação a seco, coeficiente de atrito menor que 0,2, e resistência a tração maior que 250 MPa. Ao final dos estudos foi produzido um compósito sinterizado com coeficiente de atrito de 0,15 e resistência a tração de 460 MPa (HAMMES, 2011).
Figura 1. Microestrutura ideal de um compósito autolubrificante.
Fonte: Adaptado de Hammes et al. (2014).
A partir de pó de ferro, foram produzidas ligas ferrosas via meta-lurgia do pó, e os elementos de liga foram o níquel, o silício e o carbono.
Área da superfí-cie a ser lubrifi-cada por lubrifi-cada partícula de lubri-ficante Partículas de lu-brificante sólido dispersos no ma-terial compósito
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O níquel possui a capacidade de aumentar a tenacidade e a resistência dos componentes sinterizados, e permite o endurecimento por solução sólida substitucional. A função do carbono é formar a fase lubrificante no mate-rial (ERDEN et al., 2016).
Com o carbono adicionado à mistura, pode-se atingir teores de con-centração próximos de 0,8 % em massa (composição eutetóide), o que leva a formação de perlita fina. Como carbono é facilmente difundido no ferro quando a mistura é aquecida, para que exista carbono livre (grafita), se faz necessária a utilização do silício como elemento de liga, o que es-tabiliza a ferrita e evita a difusão do carbono no ferro. (XU et al., 2016; METALS HANDBOOK, 1994).
2.2.1 Processo de fabricação dos materiais autolubrificantes O material é fabricado via metalurgia do pó, processado via com-pactação em matriz seguida de sinterização em forno, utilizando–se o pro-cesso de sinterização convencional e também o propro-cesso de dupla com-pactação/ dupla sinterização (DCDS) (LERVOLINO, 2013).
As partículas de lubrificantes sólidos podem ser constituídas por materiais como o h–BN e a grafita. Porém a adição de partículas de lubri-ficante em um material tende a diminuir a resistência mecânica, já que as partículas lubrificantes se comportam como descontinuidades (ERDEN et al., 2014; SLINEY, 1991).
A sinterização é um processo de fabricação em que partículas de metais, ligas metálicas ou cerâmicas são transformadas em um compo-nente de engenharia com forma determinada e propriedades mecânicas adequadas. Os componentes produzidos via sinterização exigem pouca ou nenhuma operação subsequente de acabamento. Os passos tradicionais são: a produção do pó, mistura/moagem dos pós, compactação e sinteri-zação. A sinterização é um processo termicamente ativado de transporte de massa, o qual envolve aquecimento da peça até uma temperatura abaixo do ponto de fusão do principal constituinte do material. Este pro-cesso resulta de uma interdifusão de matéria entre as partículas de pó cau-sando a formação de contatos (pescoços) que levam à consolidação do material e obtenção das propriedades físicas desejadas (ERDEN et al., 2014; THÜMMLER e OBERACKER, 1993).
Parte do carbono adicionado à mistura irá se difundir para a matriz ferrosa, diminuindo a quantidade de lubrificante sólido presente no
mate-rial. É então, função do silício estabilizar a ferrita e evitar que todo o car-bono seja difundido para a matriz ferrosa, mantendo então carcar-bono livre na forma de grafite (YOUSEFFI et al., 2000).
Em termos de processo de fabricação, a sinterização é tecnologi-camente versátil, e possui ampla gama de aplicação. Proporciona econo-mia de matéria–prima, econoecono-mia de energia em conjunto com a possibi-lidade de obter uma enorme variedade de formas, composições químicas e propriedades. A metalurgia do pó é em alguns casos o único meio de fabricação possível de ser aplicado, como no caso de produção do metal– duro. Esta técnica permite que componentes diferentes entre si sejam ma-nipulados (LERVOLINO, 2013)
Devido ao processo de produção a partir de pós compactados, os materiais sinterizados em geral apresentam porosidade residual mesmo após a sinterização em forno. A porosidade tende a reduzir as proprieda-des mecânicas quando o mesmo material é comparado a uma peça produ-zida por fundição (YOUSEFFI et al., 2000).
Para evitar a perda de propriedades mecânicas, existem técnicas que permitem controlar ou reduzir a porosidade em materiais sinterizados. Em componentes estruturais é desejável a menor porosidade possível, visto que os poros tendem a reduzir a resistência mecânica do material. Porém, a densificação total do material raramente é atingida em processos de metalurgia do pó (ERDEN et al., 2014).
Uma opção para aumentar a resistência mecânica de materiais sin-terizados em forno é o processo de dupla compactação/dupla sinterização (DCDS), produzindo um material com menor porosidade. HAMMES (2010) obteve uma densificação de 2 a 3 % maior através do processo (DCDS) quando comparado ao processo convencional de compactação seguida de sinterização.
O processo de dupla compactação/ dupla sinterização (DCDS) é um processo que após uma primeira compactação, é feita uma pré-sinte-rização em temperaturas relativamente baixas. Após é feita uma compac-tação com a mesma matriz seguida de sinterização em temperaturas mai-ores (GARCIA, 2005).
A pré-sinterização irá recuperar e recristalizar as partículas defor-madas plasticamente durante a compactação, possibilitando uma nova compactação. A segunda compactação ajuda a eliminar defeitos como trincas e poros, aumentando a densidade e as propriedades mecânicas do componente.
Após a segunda compactação, o componente passa sinterização final, consolidando o componente. A sinterização final ocorre na tempe-ratura de sinterização do material. Em virtude do ciclo de pré-sinterização
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e pré-compactação, o processo de DCDS permite obter densidade maior e maior resistência mecânica (GARCIA, 2005).
2.3 O PROCESSO DE USINAGEM 2.3.1 Torneamento cilíndrico
A usinagem pode ser utilizada como processo de acabamento de peças produzidas por outros processos de fabricação como a metalurgia do pó. Permite adequar a forma geométrica e o acabamento da superfície aos mais variados requisitos técnicos, e pode produzir peças com elevado nível de precisão e qualidade da superfície (DAVIM, 2010; STEMMER, 2007).
Os parâmetros que descrevem o corte de material no torneamento são a velocidade de corte (vc), avanço (f) e profundidade de corte (ap), com os quais é possível descrever a cinemática envolvida (DINIZ et al., 2001).
2.3.2 Processo de usinagem
Para realizar o corte e separação de material na usinagem, a cunha de corte avança contra a peça, gerando esforços mecânicos que cisalham o material. As zonas de cisalhamento na usinagem com ferramenta de ge-ometria definida (Figura 2) se dividem em três: cisalhamento primário, secundário e terciário.
O cisalhamento primário ocorre onde o material da peça é conver-tido em cavaco (região 1 da Figura 2). Já o cisalhamento secundário ocorre ao longo da face inferior do cavaco, devido ao atrito do cavaco com a face da ferramenta de corte (região 2). Por sua vez, o cisalhamento terciário ocorre no flanco da ferramenta devido aos esforços de atrito e força normal entre o flanco da ferramenta e a superfície de corte (região 3) (GRIFFITHS, 2001).
Durante o corte de material, ocorrem deformações plásticas e elásticas em uma área próxima ao gume da ferramenta. Caso a profundidade de corte seja pequena, pode ocorrer um aumento na deformação plástica e elástica na região de corte.
O aumento do raio de quina aumenta os esforços e a deformação plástica do material usinado. Se mantido o avanço, o aumento do raio de quina aumenta o comprimento de contato entre a superfície e a peça, o que gera uma seção de cavaco mais esbelta, porém com a mesma área,
levando então a um maior esforço sobre a superfície da peça (CORREIA e DAVIM, 2011; GRZESIK e WANAT, 2006).
Figura 2. Zonas de cisalhamento no torneamento: cisalhamento primário (1); ci-salhamento secundário (2); cici-salhamento terciário (3); zona de separação (4).
Fonte: Adaptado de Neugebauer et al. (2011).
A usinagem provoca um aumento de temperatura localizado devido à transformação do trabalho de corte em calor. A temperatura que pode ser atingida depende da resistência à deformação e da velocidade de corte empregada. O aumento da velocidade de corte leva a diminuição do trabalho de corte, já que a força de corte diminui. Porém, a temperatura do cavaco aumenta, pois uma maior quantidade de calor é transportado para fora da região de cisalhamento primária e secundária para o cavaco. O efeito da velocidade de corte é tal que aumenta exponencialmente a temperatura na interface cavaco/ferramenta devido ao atrito (KLOCKE, 2011; DAVIM, 2010).
Na interface flanco/superfície da peça também é observado o efeito da deformação plástica e do atrito sobre a temperatura. Entretanto, o comprimento de contato entre a ferramenta e a peça é pequeno, o tempo de ação da temperatura é muito curto, e a influência sobre a camada limite é limitado. O efeito sobre a camada limite não é desprezível, e o efeito
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tende a se tornar mais pronunciado em materiais com maior ductilidade (KLOCKE, 2011; DAVIM, 2010).
Conforme o desgaste da ferramenta de corte aumenta, o calor gerado também aumenta. Nesse caso a temperatura pode atingir até 700 ºC, e na usinagem de materiais endurecidos pode atingir até 1000ºC. Com temperaturas tão elevadas, mudanças de fase e transformações fora do equilíbrio podem facilmente acontecer na superfície do material usinado. Além disso, as taxas de aquecimento, resfriamento e deformação são extremamente elevadas (104s–1 ou até superiores), o que resulta em uma série de transformações no material tanto do cavaco como da peça (GRIFFITHS, 2001; LUCAS, 2003).
Durante a usinagem, o flanco da ferramenta de corte é forçado contra a superfície da peça, o que provoca deformação plástica e introduz tensões residuais. As tensões introduzidas pela usinagem são compressivas e são causadas pelos esforços mecânicos provocados. Porém, caso a ferramenta de corte utilizada esteja muito desgastada, será gerado mais calor e surgem tensões trativas residuais. (GRZESIK e WANAT 2006; GRIFFITHS, 2001).
2.4 USINABILIDADE
A usinabilidade é definida como o conjunto de propriedades que influenciam no processo de usinagem. É avaliada considerando–se quatro aspectos fundamentais do processo: vida da ferramenta, força de usina-gem, superfície usinada e cavacos (KLOCKE, 2011).
O termo usinabilidade é utilizado para descrever a facilidade ou dificuldade de um material em ser submetido a um processo de corte. A usinabilidade de um material é avaliada dentro do contexto do processo de usinagem aplicado, material da ferramenta de corte e parâmetros de corte. Nos aços a usinabilidade é influenciada pela microestrutura do ma-terial e suas características mecânicas e térmicas. Nos aços e ferros fun-didos, os fatores que possuem maior influência são o teor de carbono, elementos de liga e tratamento térmico (MACHADO et al., 2011).
Na qualidade da superfície como critério de usinabilidade, os fatores que possuem a maior influência na qualidade da superfície produzida são as deformações plásticas e elásticas durante o processo de corte. A adesão é um dos fatores que piora a qualidade da superfície usinada, consequência da interação entre os materiais de ferramenta e da peça, função da velocidade de corte. Os parâmetros de corte, principalmente o avanço e a velocidade de corte, possuem grande
influência na topografia da superfície usinada, em função da cinemática do processo de corte (MACHADO et al., 2011).
A formação de cavacos depende do material usinado, das condições de corte e do desgaste da ferramenta de corte. Os cavacos mais adequados são aqueles que não interferem no processo de usinagem. Os cavacos mais longos representam riscos ao operador e ao equipamento. Estes podem se emaranhar na ferramenta de corte, na peça ou na máquina–ferramenta (GRZESIK, 2008).
A força de usinagem é dividida em três componentes alinhadas com as coordenadas da máquina ferramenta: força de corte (Fc), força de avanço (Fa) e força passiva (Fp). Entre os fatores que influenciam na força de usinagem, são citados os parâmetros de corte, uso de fluido de corte, a geometria da ferramenta de corte, além da microestrutura e composição química do material da peça (KÖNIG e KLOCKE, 2002).
O critério vida da ferramenta de corte em muitos casos é o critério de usinabilidade mais importante. O final da vida de uma ferramenta de corte em ensaios de usinabilidade é identificado pelo início do desgaste hiperproporcional do flanco ou de cratera na face, ou quando o desgaste da ferramenta é grande o bastante para alterar significativamente a usina-gem (KLOCKE, 2011).
2.4.1 Influência dos elementos de liga na usinabilidade
A adição de elementos de liga ao material altera as suas proprieda-des mecânicas, e como consequência altera também a sua usinabilidade. Uma alteração na condutividade térmica aumenta ou diminui a tempera-tura na zona de corte. Uma maior resistência mecânica e tenacidade au-mentam a força específica de corte e a temperatura, ao passo que materiais com tenacidade maior aumentam a possibilidade de adesão de material na ferramenta de corte. Em relação aos aços, três características podem ser destacadas: teor de carbono, elementos de liga e tratamentos térmicos (GRZESIK, 2008).
Nos materiais ferrosos, o carbono é o principal elemento de liga, responsável pela formação de microestruturas importantes, como mos-trado na Figura 3. De acordo com o diagrama ferro carbono, aços con-tendo menos do que 0,08 % de carbono apresentam formação de ferrita quando em resfriamento a partir do campo austenístico. Em composições de 0,08 a 0,8 % de carbono, a microestrutura formada será primariamente de ferrita e perlita (mistura de ferrita e cementita), e em concentrações acima de 0,8 %, se forma perlita e cementita (CALLISTER, 2006).
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Em concentrações de carbono abaixo de 0,25 %, forma–se princi-palmente ferrita, que é altamente deformável e tende a aderir na ferra-menta de corte. Desta forma, em materiais ferríticos recomenda–se a uti-lização de ferramentas com ângulo de saída o maior possível (γ›6º para o torneamento), e em geral a qualidade da superfície obtida não é boa. Para concentrações de carbono mais elevadas, entre 0,25 % e 0,4 %, há um aumento na quantidade de perlita, resultando em uma microestrutura me-nos deformável, o que permite uma melhora na qualidade da superfície. Com o aumento da quantidade de carbono, a quantidade de ferrita reduz– se até que para 0,8 % de C apenas perlita esteja presente (KLOCKE, 2011).
Figura 3. Diagrama de equilíbrio Fe – Fe3C
Os elementos de liga que aumentam a resistência mecânica do ma-terial (carbono, níquel) provocam aumento dos esforços na ferramenta e na temperatura na zona de corte, visto que o aumento do teor de níquel aumenta o limite de resistência a quente do material (TRENT, 2011).
Em estudos com ligas ferro-cromo, o aumento do teor de níquel em torneamento com insertos de metal duro classe M15 revestidas provocou a redução da vida da ferramenta de corte. O aumento da resistência me-cânica causado pela adição de níquel provoca um aumento de temperatura na zona de corte durante a usinagem (MARQUES et al., 2007). A pre-sença do níquel como elemento de liga em ligas ferrosas aumenta a tena-cidade do material, principalmente em baixas temperaturas.
Além do níquel, silício pode ser adicionado como elemento de liga no compósito autolubrificante. Como elemento de liga, o silício forma solução sólida com a ferrita, e aumenta a resistência mecânica e a dureza, ao mesmo tempo em que reduz a ductilidade da liga. Na presença de oxi-gênio, o silício pode formar óxido de silício, e a presença de inclusões de dureza elevada de óxido de silício leva a um aumento do desgaste da fer-ramenta de corte (CALLISTER, 2006; KÖNIG e KLOCKE, 2002). 2.4.2 Influência da microestrutura na usinabilidade
A usinabilidade depende da estrutura cristalina do material, que nos materiais ferrosos é formada principalmente por ferrita, cementita, perlita, austenita, bainita e martensita (CALLISTER, 2006).
A constituição de um material ferroso depende da composição quí-mica, teor de carbono, elementos de liga e das condições de tratamento térmico da material. O comportamento global do material depende não só das microestruturas presentes, mas também do teor das microestruturas. Na Tabela1 estão descritas a dureza de componentes microestruturais co-muns em materiais ferrosos (CALLISTER, 2006).
A ferrita apresenta baixa resistência mecânica e baixa dureza (entre 80 e 90 HV10), possuindo alta tenacidade, o que facilita a adesão de ma-terial da peça na ferramenta de corte. Há a tendência de formação de ca-vacos em fita, que podem emaranhar, representando um risco à segurança do operador, e podem também levar a quebras no equipamento. A baixa resistência mecânica tende a piorar o acabamento da superfície usinada, já que a superfície deforma em demasia devido aos esforços de corte. Por outro lado, a ferrita provoca baixo desgaste abrasivo na ferramenta de corte (KLOCKE, 2011).
O carboneto de ferro, cementita (Fe3C), é uma fase de elevada dureza e fragilidade, o que dificulta a usinagem. Pode aparecer dispersa
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na matriz ou como constituinte microestrutural de perlita, a qual é formada por uma mistura eutética de ferrita e cementita (CALLISTER, 2006). Devido à presença da cementita, a usinagem da perlita pode apresentar dificuldades devido à sua elevada dureza, função do teor de perlita do material. A perlita pode promover desgaste abrasivo acentuado da ferramenta de corte, e gerar forças específicas de usinagem elevadas em função da alta dureza e baixa deformabilidade. Por outro lado, a perlita favorece a formação de cavacos curtos, e apresenta baixa tendência de adesão de material na ferramenta de corte, além de facilitar a obtenção de boa qualidade da superfície (GRZESIK et al., 2009).
Tabela 1. Propriedades mecânicas de constituintes microestruturais comuns em materiais ferrosos. Dureza HV10 Ferrita 80-90 Cementita >1100 Perlita 210 Austenita 180 Bainita 300-600 Martensita 900
Fonte: adaptado de KLOCKE apud VIEREGGE (2011). 2.4.3 Influência da geometria da ferramenta na usinabilidade
Na usinagem a quina da ferramenta de corte avança sobre a peça para remover material. Assim a geometria da quina da ferramenta de corte possui forte influência sobre a rugosidade da superfície usinada (KLOCKE apud VIEREGGE, 2011).
Entre os ângulos que definem a geometria da ferramenta, o ân-gulo de saída e o ânân-gulo de direção são os que mais influenciam na su-perfície gerada. Ângulos de saída positivos propiciam menor força de corte e de avanço, e menor deformação plástica na superfície da peça, e assim melhor acabamento da superfície (DAVIM, 2010; KÖNIG e KLOCKE, 2002).
Já o ângulo de direção quando é diminuído, se considerado avanço e profundidade de corte constante, a largura de usinagem é aumentada. Assim a força específica por unidade de comprimento do gume de corte favorece o corte de materiais com maior resistência mecânica (KLOCKE, 2011; KÖNIG e KLOCKE, 2002).
A influência do raio de quina não é verificada apenas na quali-dade da superfície usinada, mas também na força de usinagem específica. Segundo Klocke (2008), o aumento do raio de quina promove um au-mento na força de usinagem. Além disso, se o auau-mento do raio de quina leva a um aumento na força de usinagem específica, pode–se inferir que as deformações na região da quina também aumentarão (KLOCKE, 2011).
Figura 4. Comparação entre os insertos convencionais (a) e wiper (b). ap: pro-fundidade de corte; f: avanço; rε: raio de quina; rε1 e rε2: raio da curvatura
wi-per; rbO: raio da quina suavizante; Rz: altura vale/pico.
Fonte: Adaptado de Grzesik e Wanat (2006).
Para obter qualidade da superfície elevada utilizando–se avanço alto, foram desenvolvidas geometrias da quina de ferramentas do tipo wi-per. Quinas com geometria do tipo wiper possuem mais de um raio de quina, como pode ser observado na Figura 4.
A geometria wiper possui um raio de arredondamento (rbo) que aumenta a largura de usinagem, diminuindo a altura entre os vales e picos.
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Como a geometria wiper possui uma largura de contato maior, a espessura de usinagem é muito fina, o que provoca um aumento na pressão especí-fica. O aumento da pressão específica influencia fortemente a deformação plástica sobre a superfície da peça (CORREIA e DAVIM, 2011; GRZE-SIK e WANAT, 2006).
2.4.4 Influência dos parâmetros de corte na usinabilidade
Entre os parâmetros de corte, a profundidade de corte (ap) é o pa-râmetro que possui a menor influência sobre a qualidade da superfície quando comparada aos outros parâmetros, avanço e velocidade de corte (GRZESIK, 2008).
O efeito da velocidade de corte está relacionado à deformação plás-tica que ocorre na zona de cisalhamento primária. As elevadas taxas de deformação que ocorrem nessa região acabam por levar também a um aumento de temperatura. Ocorre então, de maneira cíclica, encruamento, que leva a aumento de temperatura, e redução da resistência causado pelo aquecimento (NEUGEBAUER et al., 2011).
Conforme a velocidade de corte aumenta, o tempo disponível para que o material deforme diminui, o que limita a área em que ocorre defor-mação plástica. Com a concentração de calor em uma área menor, a tem-peratura localizada aumenta, o que leva a menores forças de usinagem e melhora a qualidade da superfície. A temperatura na zona de cisalhamento afeta todo o processo de usinagem, como a textura da superfície, forças de usinagem e desgaste da ferramenta (NEUGEBAUER et al., 2011).
O avanço atua em conjunto com a forma da quina da ferramenta para gerar a rugosidade da superfície usinada, e são os principais fatores influentes na rugosidade (DAVIM, 2010). Um dos muitos estudos que confirma a influência do avanço, velocidade de corte, e geometria da fer-ramenta de corte foi apresentado por Correia e Davim (2011), no qual foi analisada a textura de aço carbono AISI 1045 utilizando insertos do tipo wiper. Os resultados mostraram que em avanços mais altos a rugosidade Ra foi menor utilizando–se insertos wiper. Em tal estudo, o efeito do au-mento do avanço na redução da rugosidade foi observado, assim como o efeito de redução da rugosidade com o aumento da velocidade de corte.
Rao et al. (2013) estudaram o efeito dos parâmetros de corte no acabamento da superfície em torneamento de aço AISI 1050 com insertos cerâmicos, e concluiu-se que o avanço teve influência significativa na ru-gosidade. O aumento da velocidade de corte também reduziu a rugosi-dade, porém em menor escala que o avanço.
Em Dahlman et al. (2004) estudou-se o efeito do avanço e profun-didade de corte na tensão residual gerada, e concluiu que a profunprofun-didade de corte não afetou a tensão residual produzida. Já o aumento do avanço gerou tensões residuais compressivas significativamente maiores.
Bordin et al. (2004) também concluíram que aumentos no avanço tendem a aumentar a deformação no material e as tensões residuais de compressão na usinagem de ligas de CoCrMo. Além disto sugere que o aumento na velocidade de corte reduz a deformação e as tensões residuais devido ao aumento da temperatura na zona de corte.
2.4.5 Processo de formação de cavacos
Na Figura 5 são apresentados 4 tipos de cavacos que se formam na usinagem: cavacos contínuos, lamelares, cisalhados e arrancados. Os ca-vacos do tipo lamelar se formam em função dos mecanismos cíclicos de deformação plástica, encruamento, e recuperação da microestrutura do material na raiz do cavaco. O efeito deste mecanismo cíclico pode ser atenuado ou pronunciado em função de fatores como microestrutura irre-gular, ou se o avanço utilizado é muito alto, ou quando a velocidade de corte é suficientemente elevada.
Já os cavacos do tipo cisalhado ocorrem em materiais frágeis, ou em materiais que foram fragilizados devido a encruamento causado pela deformação na usinagem. Podem ocorrer também em velocidades de corte muito baixas, entre 1 a 3 m/min. Cavacos cisalhados são formados por segmentos cisalhados de cavaco, que devido às altas pressões e tem-peratura acabam por caldear entre si (KLOCKE, 2011).
Os cavacos arrancados recebem esse nome por terem sido arranca-dos da região de corte, com pouca ou nenhuma deformação plástica. São típicos de materiais duros e frágeis, porém o grau de deformação plástica é fortemente dependente da velocidade de corte (KLOCKE, 2011).
A formação do cavaco depende de uma combinação de grandezas. Estas dividem-se em grandezas cinemáticas, geométricas e do material (BLACK et al., 1996).
A presença de descontinuidades na matriz do material usinado, como a grafita, influenciam no processo de corte. Na usinagem de ferros fundidos cinzentos, a grafita promove uma redução das componentes da força de corte, e diminuição de desgaste da ferramenta. A grafita atua como lubrificante sólido no processo de usinagem, além de servir como ponto de iniciação de trincas, o que facilita o corte de material (SOUZA et al., 2009).
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A forma da grafita possui influência na formação do cavaco, já que a forma da grafita influencia no nível de concentração de tensões durante a usinagem (MOHAMMED et al., 2011).
O estudo do formato e tipo dos cavacos ajuda a entender os meca-nismos de corte envolvidos, com o objetivo de melhorar a eficiência e produtividade (MABROUKI e RIGAL, 2006).
Figura 5. Tipos de cavacos formados na usinagem: cavaco contínuo (a); cavaco de lamelas (b); cavaco cisalhado (c); cavaco arrancado (d).
Fonte: Adaptado de Klocke (2011). 2.4.6 Usinabilidade dos ferros fundidos
Os materiais autolubrificantes de matriz ferrosos são uma classe de material recentemente desenvolvida e no momento não existe uma litera-tura estabelecida sobre a usinagem dos mesmos. Assim, buscou-se pes-quisar a usinagem de ferros fundidos devido a algumas semelhanças: pre-sença de ferrita, perlita e nódulos de grafite.
Os ferros fundidos são a classe de materiais ferrosos com teores de carbono acima de 2,14 % em massa, além de outros elementos de liga.
Ferros fundidos apresentam como microestruturas típicas cemen-tita, perlita, ledeburita transformada e depósitos de grafite. Em função da composição química, a grafita adquire diferentes morfologias, dando
ori-a) cavaco contínuo b) cavaco de lamelas
gem às diferentes famílias de ferros fundidos. Nos ferros fundidos cinzen-tos, a grafita apresenta a forma de lamelas, ao passo que nos ferros fundi-dos nodulares apresenta um formato que se aproxima da esfera. O formato esferoidal das partículas de grafite nos ferros fundidos nodulares contribui para aumentar a resistência mecânica dos mesmos porquê e distribui me-lhor as tensões (CALLISTER, 2006).
Na usinagem de ferros fundidos, a usinagem depende das caracte-rísticas da grafita (forma, volume, distribuição). Inclusões de grafita re-duzem o atrito entre a ferramenta, peça e cavaco, atuando como lubrifi-cante sólido, além de serem descontinuidades da matriz metálica. A gra-fita diminui o desgaste da ferramenta, permite as taxas de remoção do material mais elevadas, e tende a diminuir a força de corte específica. Es-tes fenômenos facilitam o processo de usinagem dos ferros fundidos, pro-duzindo cavacos curtos, gerando baixas forças de usinagem, e vida de ferramenta em geral elevada (SOUZA et al., 2009; LUCAS, 2003).
A usinabilidade dos ferros fundidos depende da composição da matriz metálica. Conforme a quantidade de perlita no ferro fundido menta, aumenta também a resistência mecânica do material, além de au-mentar a abrasão mecânica da ferramenta de corte durante a usinagem. Porém o aumento do teor de perlita facilita a produção de uma superfície com bom acabamento, reduz a deformação da superfície e a adesão de material na ferramenta de corte (SOUZA et al., 2009; LUCAS, 2003).
Na usinagem dos ferros fundidos, a maior influência sobre a usi-nabilidade se refere à vida da ferramenta de corte em função do elevado desgaste abrasivo. Recomenda-se utilizar ferramentas de corte cerâmicas, que melhor resistem ao desgaste abrasivo (GRZESIK e MALECKE, 2011; GRZESIK et al., 2009).
Nos estudos de Nayyar et al. (2012) estudou-se a usinabilidade em diferentes ferros fundidos em operações de corte contínuo. Os autores concluíram que a dureza e tipo de matriz metálica podem dar um bom indicativo da usinabilidade do ferro fundido. Entre as características do material que influenciam a usinabilidade, o formato da grafita é o fator de maior influência.
Os ferros fundidos nodulares não apresentam grandes dificuldades para se obter superfícies usinadas de boa qualidade. Ao analisar o efeito da velocidade de corte no torneamento de ferros fundidos nodulares, Yigit et al. (2008) concluíram que a velocidade de corte pouco influenciou na qualidade da superfície, contanto que as ferramentas de corte possuíssem o revestimento adequado.
Ghani et al. (2002) realizaram um estudo sobre a vida da ferra-menta de corte, rugosidade e vibrações no torneamento de ferro fundido
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nodular com ferramentas cerâmicas. Segundo este estudo, altos valores de avanço e profundidade de corte provocaram um aumento de rugosi-dade.
2.4.7 Usinabilidade dos materiais sinterizados
Os materiais fabricados por metalurgia do pó na maioria dos casos apresentam porosidade residual. A porosidade dos materiais sinterizados altera as propriedades em comparação aos materiais fundidos ou forjados, o que influencia o processo de corte do material. Além de alterar as pro-priedade mecânicas, a porosidade reduz a condutividade térmica do ma-terial, o que durante a usinagem leva a um aumento da temperatura na zona de corte (ŠALAK et al., 2006).
A metalurgia do pó permite a produção de peças em dimensões próximas às finais, porém em vários casos pode ser necessária a utilização de usinagem para ajuste de dimensões e textura da superfície. Devido à presença de porosidade, a usinabilidade de aços sinterizados é diferente da usinabilidade em aços comuns. A porosidade dificulta a obtenção de superfícies com boa qualidade, apesar de reduzir as forças de corte (NIES-LONY e KISZKA, 2012).
A pesquisa realizada por M’Saoubi et al. (2014) investigou a usi-nabilidade de aços produzidos via metalurgia do pó com adição de partí-culas de MnS, em torneamento cilíndrico com ferramentas de PcBN. Para analisar a usinabilidade foi avaliada a vida e o desgaste da ferramenta, forças e integridade da superfície. Em tais aços sinterizados, a porosidade tende a piorar a qualidade da superfície, quando comparados com aços comuns. Apesar da adição de lubrificante sólido, MnS, aumentar a vida e reduzir o desgaste da ferramenta de corte. As forças de corte também fo-ram menores nos aços sinterizados em comparação com os mesmos ma-teriais obtidos por conformação mecânica. Um dos dois mama-teriais estuda-dos foi o aço ferramenta OB1. Em velocidades de corte de 150 e 250 m/min, a rugosidade (medida pelo parâmetro Sa) foi de 0,49 e 0,81 µm sem MnS, e 0,31 e 0,39 µm com MnS disperso na matriz, respectiva-mente.
Smith e Allsop (1991) estudaram a integridade da superfície no torneamento de peças sinterizadas a partir de ferro esponja. Foi observado que o acabamento da superfície em peças sinterizadas depende da porosi-dade. Quanto maior a tenacidade do material a ser usinado, maior a
in-fluência da porosidade na qualidade da superfície, visto que durante a usi-nagem o material adjacente aos poros tende a preencher os espaços vazios em função da deformação plástica do material.
2.5 ANÁLISE DE SUPERFÍCIES USINADAS
A qualidade da superfície usinada possui grande importância tec-nológica devido aos requisitos de performance e confiabilidade cada vez mais exigentes. Componentes mecânicos de vários setores da indústria podem ser submetidos a elevadas tensões, temperaturas, ambientes agres-sivos, desgaste, abrasão etc. Defeitos na superfície como pontos de falhas, arranhões e vales, entre outros, concentram tensões e reduzem a resistên-cia à fadiga (SHI et al., 2016).
A qualidade da superfície usinada é um requisito de grande impor-tância tecnológica, da qual dependem a vida em serviço do componente e confiabilidade, eficiência, entre outros (YOUSSEF e EL–HOFY, 2008). Os requerimentos de qualidade da superfície usinada de compo-nentes dependem de aspectos como (DAVIM, 2010):
1. Correlação necessária entre a qualidade da superfície e o desempenho desejado da mesma;
2. Seleção do processo de fabricação e de seus parâmetros, e otimização dos mesmos;
3. Quantificação de parâmetros representativos adequados das caracte-rísticas da superfície.
As demandas cada vez maiores por sistemas ecologicamente cor-retos também impõem exigências de qualidade da superfície, visto que a qualidade da superfície possui influência direta sobre a energia consu-mida devido ao atrito (KIM et al., 2014). O desempenho de diversos com-ponentes mecânicos depende das características da superfície, por isso existe grande interesse tecnológico nos processos de usinagem de acaba-mento (TOMOV et al., 2016).
Para se avaliar uma superfície usinada, dois aspectos principais po-dem ser considerados. Um aspecto é conhecido como textura, e se refere aos aspectos microgeométricos da superfície. Outro aspecto é a integri-dade da superfície, e se refere às alterações metalúrgicas que o material sofre devido à operação de usinagem (JIANG e WHITEHOUSE, 2012; YOUSSEF e EL–HOFY, 2008).
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2.5.1 Textura de superfícies usinadas
Se a superfície de um material é analisada com ampliação grande, chega–se à conclusão que todas as superfícies são irregulares. O conjunto de irregularidades microscópicas de uma superfície formam uma topogra-fia característica, que é referida como textura (TOWNSEND et al., 2016).
A textura da superfície é gerada pelo processo de fabricação utili-zado, e possui grande influência no desempenho em serviço do compo-nente, como no desempenho de motores de combustão interna por exem-plo (COUSSEAU et al., 2015; GRIFFITHS, 2001).
A textura de uma superfície é dividida em três componentes: forma, ondulação e rugosidade, como mostrado na Figura 6 (TOMOV et al., 2016; DAVIM, 2010).
Figura 6. Representação esquemática do acabamento de uma superfície.
Fonte: Adaptado de ASME B46.1 (2002).
A rugosidade é resultado dos processos de fabricação utilizados na peça. Se o processo de fabricação utilizado foi a usinagem, os parâmetros de corte utilizados, máquina–ferramenta, propriedades do material da peça, geometria e a ferramenta influenciam na rugosidade produzida na peça. Variáveis como a presença de vibrações, desgaste da ferramenta e uso de fluidos de corte também influenciam a textura final da superfície (AIDIBE et al., 2016).
2.5.2 Medição de rugosidade
Para avaliar a textura de uma superfície, várias técnicas são utili-zadas com diferentes princípios físicos de medição. Os princípios que de-monstraram ser mais eficientes são baseados em princípios ópticos e me-cânicos. Dentre os possíveis sistemas, a interferometria de luz branca pos-sui a vantagem de não entrar em contato com a superfície.
Figura 7. Funcionamento esquemático de um interferômetro de luz branca.
Fonte: Adaptado de Klocke (2011).
A tecnologia de interferometria de luz branca (Figura 7) utiliza um microscópio óptico equipado com um interferômetro que, através de pris-mas adequados, divide o feixe de luz. Parte do feixe dividido é projetado na superfície e parte é refletida em um espelho. Os dois feixes são então cruzados, e a interferência destes dois feixes irá gerar franjas de interfe-rência. Já que o movimento de varredura da superfície é sincronizado com o movimento do espelho de referência, as franjas irão indicar variações na topografia da superfície (KLOCKE, 2011).
2.5.3 Integridade da superfície
O termo integridade se refere às características físicas e químicas da zona de fluxo, que é a camada mais próxima à superfície do material
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que sofreu alterações em função da usinagem (BET, 1999). Entre as ca-racterísticas de uma superfície que são alteradas (Figura 8) cita-se a for-mação de óxidos, amorfização, alterações microcristalinas e alterações mecânicas como a indução de tensões residuais, entre outras (DAVIM, 2010). A análise da integridade da superfície envolve a análise de altera-ções físicas, metalúrgicas, mecânicas (tensões residuais), térmicas, quí-micas (descarbonetação, por exemplo) e elétricas. As alterações que ocor-rem nas camadas mais próximas à superfície do material devido ao pro-cesso de fabricação são de grande importância tecnológica, especialmente em componentes que serão submetidos a condições de tensões alternan-tes, ambientes quimicamente agressivos, corrosão, abrasão e desgaste (DAVIM, 2010).
Figura 8. Representação esquemática de uma superfície.
Fonte: Adaptado de Davim (2010).
Em um material usinado, as propriedades da zona de fluxo são di-ferentes do material do núcleo. A zona de fluxo é dividida em uma ca-mada mais externa, a caca-mada de material alterado, e mais profundamente, o material de base. A camada mais externa do material (Figura 8) consiste de material com adsorção de gases e vapor de água, óxidos, e quaisquer outros materiais que tenham se depositado na superfície (GRIFFITHS, 2001; BET, 1999).
