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DANIEL LOUREIRO
Influência da geometria da ferramenta e das
condições de usinagem nas características de
superfícies torneadas da liga 625 de Ni
85/2015CAMPINAS 2015
iii
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
DANIEL LOUREIRO
Influência da geometria da ferramenta e das
condições de usinagem nas características de
superfícies torneadas da liga 625 de Ni
Dissertação de Mestrado apresentada à Faculdade de Engenharia Mecânica da Universidade Estadual de Campinas como parte dos requisitos exigidos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica, na Área de Materiais e Processos de Fabricação.
CAMPINAS 2015
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FICHA CATALOGRÁFICA ELABORADA PELA
BIBLIOTECA DA ÁREA DE ENGENHARIA - BAE - UNICAMP
L934i
Loureiro, Daniel, 1986-
Título Influência da geometria da ferramenta e das condições de usinagem nas características de superfícies torneadas da liga 625 de Ni / Daniel Loureiro –Campinas, SP: [s.n.], 2015.
Orientador: Anselmo Eduardo Diniz
Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica.
1. Usinagem 2. Integridade 3. Ligas de Níquel I. , . II. Universidade Estadual de Campinas.
Faculdade de Engenharia Mecânica. III. Título.
Titulo em Inglês: Tool geometry and machining conditions influence in turned surfaces on features of 625 Ni alloy.
Palavras-chave em Inglês:
Machining
Integrity Nickel alloys
Área de concentração: Materiais e Processos de Fabricação Titulação: Mestre em Engenharia Mecânica
Banca examinadora:
Anselmo Eduardo Diniz [Orientador] João Batista Fogagnolo
Sergio Delijaicov
Data da defesa: 29-07-2015
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UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE MANUFATURA E MATERIAIS
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO ACADÊMICO
Influência da geometria da ferramenta e das
condições de usinagem nas características de
superfícies torneadas da liga 625 de Ni
Autor: Daniel LoureiroOrientador: Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz
A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:
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Dedicatória
Dedico este trabalho aos meus pais, família, namorada e verdadeiros amigos, por serem os alicerces e a fortaleza da minha vida e sem os quais em nunca teria alcançado nada.
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Agradecimentos
Este trabalho não poderia ser terminado sem a ajuda de diversas pessoas às quais presto a minha sincera homenagem:
A Deus, que em Sua imensurável grandeza e graça me abençoou ricamente com saúde, paz e sabedoria.
Ao meu orientador, Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz, por me aceitar como seu aluno e engrandecer minha vida, tornando-se um exemplo de homem a ser seguido.
Ao Prof. Dr. Sergio Delijaicov pela imensa colaboração neste trabalho e pelas orientações ao longo do mestrado.
Ao Dr. Alexandre Bellegard Farina pela imensa colaboração neste trabalho e pelas conversas ao longo do mestrado.
Ao Prof. Dr. João Batista Fogagnolo por aceitar participar da minha banca de defesa e agregar ainda mais valor a este trabalho.
Aos meus amigos da UNICAMP: Ari, Daniel Suyama, Rodrigo, Davi, Amauri, Herbert, Frederik, Arnau, Henrique, Paulo, Neimar, Fabiano, Rodolfo, Luis, Gildeones, Levi, Luis Vanderlei, Eduardo, Claudinete, Miro, Fábio e Wallysson.
À Sandvik Coromant pela doação das ferramentas.
À Villares Metals pela doação da liga 625.
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“Em um estado sombrio nós nos encontramos... e um pouco mais de conhecimento ilumina o nosso caminho” Mestre Yoda – Star Wars
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Resumo
As ligas de níquel são utilizadas em diversos setores industriais sempre que há necessidade de se associar elevada resistência mecânica com resistência à corrosão, ao desgaste e à oxidação. No entanto, as ligas de níquel apresentam baixa usinabilidade, implicando em processos relativamente ineficientes nos quais o desgaste da ferramenta e a integridade superficial são os principais fatores limitantes. A baixa usinabilidade destas ligas está relacionada com as suas características inerentes, tais como: alta dureza e resistência mecânica a quente, altas tensões de cisalhamento durante o processo de corte, alta taxa de encruamento, presença de carbonetos abrasivos na matriz, baixa condutividade térmica e soldagem da peça e da aresta de corte. Dentre as ligas de níquel, uma que apresenta propriedades desejadas para a indústria de exploração de petróleo é a liga 625. O objetivo do presente trabalho é a verificação da integridade da superfície usinada da liga 625, pela caracterização através da rugosidade, microestrutura, microdureza Vickers da superfície e da subsuperfície e da tensão residual de oito diferentes superfícies torneadas com diferentes geometrias da ferramenta (positiva e negativa) e diferentes condições de usinagem. Neste trabalho foram avaliados os danos que o torneamento em condições de acabamento proporciona à superfície usinada e que podem resultar em variação da resistência à corrosão e à fadiga. Dentre os principais resultados destaca-se aquele que aponta que as superfícies torneadas com geometria positiva da ferramenta produziram tensões compressivas na superfície, enquanto aquelas torneadas com ferramentas negativas produziram tensões trativas na superfície.
Palavras-chave: Integridade superficial; Geometria da ferramenta; Condições de usinagem; Liga 625.
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Abstract
The nickel alloys are used in many industrial sectors where there is a need to associate high mechanical strength with resistance to corrosion, wear and oxidation. However, nickel alloys have poor machinability, resulting in relatively inefficient process wherein tool wear and surface integrity are the limiting primary factors. The low machinability of these alloys is related to their inherent characteristics, such as hot hardness and mechanical resistance, high shear rates during the cutting process, high work hardening rate, presence of abrasive carbides in the matrix, low thermal conductivity and welding the workpiece and cutting edge. Among the nickel alloys, one that has desired properties to the oil exploration industry is the alloy 625. The aim of this work is the check of the surface integrity through the characterization by roughness, microstructure, microhardness of the surface and sub- surface and residual stress, of eight turned different surfaces with different geometries tool (positive and negative) and machining conditions. This study evaluated the damage that finish conditions provides to the machined surface and witch can result in variations of resistance to corrosion and fatigue. Among the main results stands out the one who points out that turned surfaces with positive tool geometry produced compressive residual stresses on the surface, while those with negative turned tools produced tensile residual stresses on the surface.
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Lista de Ilustrações
Figura 1.1. Classificação da integridade superficial 2
Figura 2.1. Aplicações de primeiro uso do níquel (Ni) como elemento de liga. 5
Figura 2.2. Evolução dos materiais usados nas turbinas aeronáuticas a gás. 6 Figura 2.3. Alterações na microdureza (HV) em função do tempo de envelhecimento para
diferentes temperaturas. 8 Figura 2.4. Correlação entre a resistência mecânica à tração em função ao tamanho de grão. (a) Limite de Resistência (UTS). (b) Limite de Escoamento (YS). Os pontos destes gráficos apontam resultados de tração da liga 625 após tratamentos térmicos de solubilização e envelhecimento em diferentes temperaturas e tempos. Observa-se que nestes gráficos foram utilizados diferentes
processos de fabricação e diâmetros. 13 Figura 2.5. Curvas de envelhecimento da liga 625 em diferentes tempos e temperaturas após
solubilização a 1150ºC/1h e estabilização a 760ºC/1h. 14 Figura 2.6. Consequência do envelhecimento no limite de escoamento da liga 625 (4,11%Nb) na
condição laminada a quente, solubilizada a 1150ºC/1h e estabilizada a 760ºC/1h. 15 Figura 2.7. Ligas de níquel agrupadas de acordo com o aumento de suas propriedades mecânicas
e o resultante aumento na dificuldade de usinagem. 18 Figura 2.8. Tendências à deformação plástica e ao desgaste de entalhe em função da dureza e
percentual em peso para diversas ligas a base de níquel. 20 Figura 2.9. Desgaste frontal (a) e (b) de entalhe. 21
Figura 2.10. Tendências do ciclo de vida das peças, de acordo com o processo de fabricação. 26 Figura 2.11. Marcas do avanço deixadas na peça durante o torneamento cilíndrico. 27
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Figura 2.13. Tensão residual em vários processos para o aço AISI 4340 temperado e revenido
com 510 HV (50 HRc). 33
Figura 2.14. Relação entre tensão residual e resistência à fadiga. 34
Figura 2.15. Preparação de aresta com chanfro e raio. 35
Figura 2.16. Detalhes do dispositivo para furação. 38
Figura 2.17. Extensômetro Roseta (strain gage) para medição do processo de furo cego. 38
Figura 2.18. Relação entre as dimensões do extensômetro e as dimensões do furo. 39
Figura 2.19. Camada branca na superfície fresada do material SAE 4340 50 HRc. 41
Figura 3.1. Barra fornecida da liga 625. 44
Figura 3.2. Insertos (a) e suporte (b) negativos utilizados. 45
Figura 3.3. Desenho cotado do corpo de prova da primeira e segunda fase de ensaios. 46
Figura 3.4. Dispositivo utilizado no ensaio de furo cego. 48
Figura 3.5. Perfil das impressões no ensaio de microdureza. 49
Figura 3.6. Face (a) e seção lateral (b) do corpo de prova da segunda fase de ensaios. 50
Figura 4.1. Micrografia da região do núcleo da barra de diâmetro 120 mm da liga 625. Micrografias obtidas em microscópio ótico com ataque metalográfico feito com reagente glicerégia. 52
Figura 4.2. Micrografia da região da superfície da barra de diâmetro 120 mm da liga 625. Micrografia obtida em microscópio ótico com ataque metalográfico feito com reagente glicerégia. 52
Figura 4.3. Micrografia da superfície usinada com a condição 2 da liga 625. Micrografias obtidas em microscópio ótico com ataque metalográfico feito com reagente glicerégia. 53
xix
Figura 4.4. Micrografia da superfície usinada com a condição 6 da liga 625. Micrografias obtidas
em microscópio ótico com ataque metalográfico feito com reagente glicerégia. 53
Figura 4.5. Rugosidade média Ra em função da condição de usinagem. 54
Figura 4.6. Rugosidade máxima Rz em função da condição de usinagem. 54
Figura 4.7. Gráfico Pareto da influência dos efeitos para a rugosidade Ra. 55
Figura 4.8. Gráfico dos efeitos principais para a rugosidade Ra. 56
Figura 4.9. Gráfico Pareto da influência dos efeitos para a rugosidade Rz. 56
Figura 4.10. Gráfico dos efeitos principais para a rugosidade Rz. 57
Figura 4.11. Tensão Residual em função da condição de usinagem. 58
Figura 4.12. Gráfico Pareto da influência dos efeitos nas tensões residuais. 60
Figura 4.13. Gráfico dos efeitos principais nas tensões residuais. 60
Figura 4.14. Microdureza Vickers (1.0 kgf) em função da distância da superfície para diferentes condições de usinagem. (a) Condição 1, (b) Condição 4, (c) Condição 5 e (d) Condição 8. 62
Figura 4.15. Volume de Cavaco produzido por vida da ferramenta em função da condição de usinagem. 63
Figura 4.16. Microscopia eletrônica de varredura (MEV) de duas regiões distintas das ferramentas de corte utilizadas em diferentes condições de usinagem. (a) Condição 1 – Aresta de corte, (b) Condição 1 – Superfície de saída, (c) Condição 4 – Aresta de corte e (d) Condição 4 – Superfície de saída. 65
Figura 4.17. Microscopia eletrônica de varredura (MEV) de duas regiões distintas da ferramenta de corte utilizada em diferentes condições de usinagem. (a) Condição 5 – Aresta de corte, (b) Condição 5 – Superfície de saída, (c) Condição 8 – Aresta de corte e (d) Condição 8 – Superfície de saída. 66
xx
Figura 4.18. Micrografia da superfície usinada com a condição 8 e ferramenta desgastada da liga 625. Micrografias obtidas em microscópio ótico com ataque metalográfico feito com reagente
glicerégia. 69
Figura 4.19. Rugosidade média Ra em função da condição de usinagem com ferramenta
desgastada. 69
Figura 4.20. Rugosidade máxima Rz em função da condição de usinagem com ferramenta
desgastada. 70
Figura 4.21. Tensão Residual em função da condição de usinagem com ferramentas desgastadas. 71 Figura 4.22. Microdureza Vickers (1.0 kgf) em função da distância da superfície para diferentes condições de usinagem com ferramentas desgastadas. (a) Condição 1, (b) Condição 4, (c)
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Lista de Tabelas
Tabela 2.1. Composição química nominal (% peso) e densidade. 6
Tabela 2.2. Composição da liga 625 como definida pelos seus inventores. 9
Tabela 2.3. Módulo de elasticidade em temperaturas elevadas da liga 625. 11
Tabela 2.4. Propriedades mecânicas em temperatura ambiente da liga 625. 12
Tabela 2.5. Propriedades físicas da liga 625. 12
Tabela 2.6. Agrupamento das ligas de níquel no que diz respeito às características de usinagem. 16
Tabela 3.1. Composição química da liga 625 em porcentagem de massa. 44
Tabela 3.2. Propriedades mecânicas da liga 625. 44
Tabela 3.3. Parâmetros de usinagem das condições utilizadas no torneamento do material. 46
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Lista de Abreviaturas e Siglas
Letras Latinas
ap - Profundidade de corte [mm]
D - Diâmetro [mm]
E - Módulo de elasticidade [GPa] f - Avanço [mm/rot]
Ks - Pressão específica de corte [N/mm2]
Q - Taxa de remoção de material como cavaco [cm3/min] Ra - Desvio médio do perfil [μm]
Rz - Desvio máximo do perfil [μm] rε - Raio de ponta do inserto [mm]
Rmax - Rugosidade máxima teórica [μm]
VB,max - Desgaste de flanco máximo [mm]
vc- Velocidade de corte [m/min]
Letras Gregas
o - Ângulo de folga [◦]
- Fase delta
r -Ângulo de ponta [◦]
Øf - Diâmetro do furo de alívio de deformações [mm]
ØE - Diâmetro médio do extensômetro [mm]
σe - Tensão de escoamento [MPa]
o - Ângulo de saída [◦]
- Austenita ´ - Fase primária
xxiv Abreviações
AISI - American Iron and Steel Institute Al - Elemento químico Alumínio
APC - Aresta Postiça de Corte
ASTM - American Society for Testing Materials B - Elemento químico Boro
C - Elemento químico Carbono cBN - Nitreto Cúbico de Boro
CFC - Estrutura Cúbica de Face Centrada Co - Elemento químico Cobalto
CO2 - Dióxido de Carbono
Cr - Elemento químico Cromo Cu - Elemento químico Cobre Fe - Elemento químico Ferro H2S - Ácido Sulfídrico
HB - Dureza Brinell HRc - Dureza Rockwell C HV - Microdureza Vickers
ISO - International Organization for Standardization MEV - Microscópico Eletrônico de Varredura Mg - Elemento químico Magnésio
Mn - Elemento químico Manganês Mo - Elemento químico Molibdênio N - Elemento químico Nitrogênio Nb - Elemento químico Nióbio Ni - Elemento químico Níquel O&G - Indústria de Óleo e Gás P - Elemento químico Fósforo RPM - Rotações por Minuto S - Elemento químico Enxofre
xxv SAE - Society of Automotive Engineers Si - Elemento químico Silício
Ti - Elemento químico Titânio TiCN - Carbonitreto de Titânio TiN - Nitreto de Titânio
TiNAl - Nitreto de Titânio e Alumínio W - Elemento químico Tungstênio
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SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO 1 2 REVISÃO DA LITERATURA 4 2.1 Superligas 4 2.2 Usinagem com Ferramenta de geometria definida (GD) de superligas de níquel 16 2.3 Melhores práticas na usinagem das superligas de níquel 22 2.4 Integridade superficial 24 3 MATERIAIS E MÉTODOS 43 3.1 Material 43 3.2 Equipamentos e planejamento experimental 45 4 RESULTADOS E DISCUSSÕES 51
4.1 Primeira fase de experimentos 51
4.2 Segunda fase de experimentos 63 5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS 74 REFERÊNCIAS 76
1
1 INTRODUÇÃO
Nos últimos anos, a indústria de óleo e gás (O&G) tem enfrentado um considerável desafio no que tange à obtenção de materiais que associem elevada resistência à corrosão às propriedades mecânicas para exploração dos poços das bacias do Pré-Sal. Estes poços apresentam elevadas concentrações de CO2, H2S e cloretos, de forma que a resistência à corrosão é uma necessidade.
De outro lado, as elevadas profundidades de exploração acopladas com a necessária produtividade têm indicado que as tensões a que estes materiais são submetidos tendem a aumentar. O desafio atualmente reside na obtenção de materiais para fabricação de peças de grandes dimensões como conectores e cabeças de poços que unam simultaneamente estas propriedades. Uma das soluções mais promissoras para a solução deste desafio é a liga 625, visto que esta liga já é utilizada na indústria de O&G em aplicações nas quais a elevada resistência à corrosão é associada com resistência mecânica.
A liga 625 é uma liga de níquel-cromo-molibdênio caracterizada por uma matriz austenítica endurecida por solução sólida. Como resultado do balanceamento da composição química, esta liga apresenta elevada resistência à corrosão associada com boa tenacidade e resistência mecânica. O principal uso desta liga é no segmento de óleo e gás, no qual é comumente empregada como revestimento de peças, de forma a prover a resistência à corrosão necessária, e também na fabricação de componentes de grandes dimensões como conectores e cabeças de poços. (Farina, 2014).
A baixa usinabilidade das ligas de níquel está relacionada às características inerentes desta classe de materiais (Sims e Hagel, 1972), tais como: alta dureza e resistência mecânica a quente, altas tensões de cisalhamento durante o processo de corte, alta taxa de encruamento, presença de carbonetos abrasivos na matriz, baixa condutividade térmica, alta ductilidade e soldagem da peça à aresta de corte da ferramenta.
A integridade superficial, avaliada como a medida da qualidade das superfícies usinadas pode ser entendida e controlada em função de elementos e fenômenos que descrevem e retratam as condições da superfície e subsuperfície do material das peças submetidas ao processo de usinagem. Geralmente são apresentadas na forma de alterações ocorridas nas propriedades metalúrgicas, químicas e topológicas das superfícies, como condições da rugosidade superficial,
2
variações no comportamento de dureza, alterações microestruturais e tensões residuais (Bordinassi, 2006). O diagrama da figura 1.1 apresenta as possíveis alterações que podem ocorrer em superfícies usinadas.
Figura 1.1. Classificação da integridade superficial. Fonte: adaptado de Machado et al. (2009).
Os efeitos dos parâmetros de corte nas tensões residuais são amplamente discutidos na usinagem das ligas de níquel, e diferentes resultados podem ser encontrados na literatura (Axinte 2002, Chevrier 2003, Capello 2005 e Nasr 2007).
A vida de uma ferramenta é uma das mais importantes considerações econômicas na usinagem dos metais. Condições de corte que façam com que a vida seja pequena não são econômicas, pois aumentam o número de trocas das mesmas e elevam o custo de produção. Contudo, a utilização de baixas velocidades e avanços, resulta em uma taxa de produção pequena e, por consequência, torna pouco econômico o processo de produção. Grande esforço foi realizado ao longo das últimas décadas para desenvolver novos produtos e melhorar os materiais de ferramenta existentes no mercado. Além disso, procurou-se estudar a natureza do desgaste de ferramentas e outras formas de falhas (Boothroyd e Knight, 2006). Assim, estudar e entender como as ferramentas se desgastam ou sofrem uma avaria é muito importante. Desta maneira é possível utilizar ações coerentes e efetivas para aumentar a vida de uma ferramenta reduzindo-se assim, o número de paradas da máquina, o descarte de ferramentas, o possível descarte de peças, enfim, o custo é reduzido de maneira geral (Santos, 2010).
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A justificativa deste trabalho se dá na junção destes três fatores. É importante que se crie meios para melhor usinar peças da liga 625, isto é, meios que gerem longa vida da ferramenta para que se tenha um processo econômico, mas sem perder de vista que é necessário se obter peças que não tenham sido danificadas pelo processo de usinagem, já que qualquer dano à superfície de peças desta liga pode ser bastante custoso mais à frente quando da sua utilização.
O objetivo do presente trabalho é estudar a influência da geometria da ferramenta, das condições de corte (avanço e velocidade de corte) e da condição da ferramenta (em início e em fim de vida) na integridade superficial de peças torneadas da liga 625, a fim de se descobrir as melhores práticas de torneamento desta liga que não danifiquem a superfície da peça. Como objetivo secundário pretende-se também estudar como estas variáveis (geometria da ferramenta, avanço e velocidade de corte) influenciam a vida da ferramenta de metal duro utilizada no torneamento da liga 625.
Em linhas gerais, o presente trabalho foi estruturado da seguinte forma: no Capítulo 2 é apresentada uma revisão bibliográfica a respeito da metalurgia, propriedades e usinabilidade da liga 625, assim como das técnicas de caracterização empregadas; no Capítulo 3 são apresentados os materiais e os métodos utilizados no presente estudo; no Capítulo 4 são apresentados os resultados e as discussões das duas fases dos experimentos; no Capítulo 5 são apresentadas as conclusões deste trabalho; por fim, no Capítulo 6 são apresentadas as sugestões para novos trabalhos na área.
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2 REVISÃO DA LITERATURA
Neste capítulo serão apresentados conceitos e informações relevantes ao trabalho.
2.1 Superligas
Denomina-se superliga como um grupo de ligas com alto teor de elementos de liga, baseadas tanto em ferro, níquel ou cobalto, geralmente utilizadas quando altíssimas resistências à corrosão e oxidação são requeridas em condições de altas e baixas temperaturas ou então altas resistências mecânicas são requeridas em altas temperaturas (Ståhl, 2012).
Dentre os materiais projetados para funcionar por longos períodos em atmosferas altamente oxidantes e corrosivas, submetidos a temperaturas acima de 650°C, estão as chamadas superligas de níquel, que é o tipo mais usual de superligas. Ligas a base de níquel constituem em torno de 45 a 50% do total do material usado na fabricação de um motor aeronáutico, devido à excepcional resistência à fadiga e à oxidação em altas temperaturas. As ligas a base de níquel podem ser forjadas em barras, chapas e outros formatos. Também podem ser fundidas ou serem produtos da metalurgia do pó. Sua primeira aplicação, além de seu uso em resistências elétricas, foi em paletas de turbinas, no início dos anos 40, por sua admirável resistência à oxidação e resistência mecânica em altas temperaturas. Atualmente, várias são as superligas de níquel existentes no mercado, com destaque às famílias de ligas Nimonic e Inconel (nomes comerciais), hoje em dia chamadas de Ligas XXX, em que "XXX" representa o código do material. Nesta segunda família, há o Inconel 625, que além de possuir boas propriedades mecânicas tais como, elevada ductilidade, boa fluência, boa resistência à fadiga, apresenta excepcional resistência aos mecanismos de corrosão marinhos. Consequentemente, a demanda por este material tem aumentado em virtude da crescente exploração do petróleo nestes ambientes (Santos, 2010).
Ligas à base de níquel são as mais amplamente utilizadas como superligas na indústria de motores aeroespaciais, principalmente como compartimento das turbinas a gás. Outras aplicações importantes incluem equipamentos marinhos, reatores nucleares, papel e celulose, plantas petroquímicas e equipamentos de processamento de comida (Ezugwu, Bonney e Yamane, 2003).
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A figura 2.1 apresenta as aplicações do uso do níquel como elemento de liga, em que 12% do uso é em ligas à base de níquel, que é o caso do Inconel.
Figura 2.1. Aplicações de primeiro uso do níquel (Ni) como elemento de liga. Fonte: adaptado de Nickel Development Institute (2012).
Os motores aeronáuticos podem ser constituídos por uma série de materiais e ligas diferentes (figura 2.2) dentre elas: aço, níquel, titânio, alumínio, carbono, cerâmicas e compósitos de matriz metálica e matriz cerâmica. Estes materiais fornecem propriedades desejáveis em altas temperaturas, resistência à corrosão e alta razão de resistência/peso, a fim de garantir um consumo de combustível eficiente para operações de voos e longa vida em operação. Titânio e superligas de níquel são os materiais que melhor atendem a esses critérios, quando comparados ao aço (muito denso) e que possui uso limitado a pequenos componentes (Ezugwu, Bonney e Yamane, 2003).
A figura 2.2 leva à constatação de que, ao longo das décadas, o percentual de aço utilizado nos propulsores tem caído significativamente. Em contrapartida, mostra o aumento significativo do percentual de outros materiais dentre eles: níquel, titânio e compósitos. Esse fato está relacionado às propriedades dos materiais já citadas e que aumenta cada vez mais a importância da pesquisa sobre estes materiais, incluindo a usinagem. Além disso, de maneira geral, é possível afirmar que a tendência de maior utilização das superligas de níquel em outras áreas também vem aumentando, justificada pela tendência de crescimento em aplicações que exigem que os materiais sejam resistentes à corrosão, por exemplo.
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Figura 2.2. Evolução dos materiais usados nas turbinas aeronáuticas a gás. Fonte: adaptado de Miller (1996).
2.1.1 Metalurgia e propriedades das superligas de níquel
Os elementos de liga e suas proporções percentuais e a microestrutura das ligas a base de níquel, são caracterizadas e reforçadas por alguns elementos que tendem a melhorar sua microestrutura ou fase. A tabela 2.1 mostra os elementos de liga utilizados nas ligas 625 e 718 (Ezugwu, Wang e Machado, 1999).
Tabela 2.1. Composição química nominal (% peso) e densidade. Fonte: adaptado de Ezugwu, Wang e Machado (1999). Liga Ni Cr Mo Nb Al Ti Fe Mn Si C
625 61,6 22,0 9,0 4,0 0,2 0,2 3,0 0,15 0,30 0,05 718 53,0 18,6 3,1 5,0 0,4 0,9 18,5 0,20 0,30 0,04
As ligas a base de níquel possuem uma matriz constituída de uma fase austenítica, contínua, cúbica de face centrada (CFC) chamada de fase gama (), que usualmente contém um alto teor de elementos em solução como o cobalto (Co), molibdênio (Mo) e tungstênio (W). Alumínio (Al) e titânio (Ti) são adicionados em iguais proporções para precipitar um elevado volume da fase primária (´), que invariavelmente precipita-se coerentemente com a matriz
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austenítica, isto é, há continuidade entre os planos cristalinos dos precipitados e da matriz. O aparecimento de nitretos e carbonitretos deve-se principalmente à dificuldade na eliminação do nitrogênio (N) durante a elaboração da liga (Santos, 1993). Os nitretos e carbonitretos formam-se durante a solidificação e não se alteram durante as etapas posteriores de processamento. Apesar da baixa fração volumétrica do nitrogênio, ocorre a formação do nitreto tipo TiN, devido à forte afinidade do nitrogênio com o titânio. Pouco se sabe com relação ao aspecto prejudicial da fase no material (tanto durante o processamento quanto no uso geral da liga). Formam-se também (Simms e Hagel, 1972):
Carbonetos tipo MC: São estáveis, sendo o "M" geralmente Nb e/ou Ti. Encontram-se distribuídos pela matriz. Estes carbonetos são dissolvidos completamente em temperaturas superiores a 1250°C. Precipitam-se durante a solidificação, trabalho a quente ou envelhecimento isotérmico na faixa de temperatura de 700 a 800°C;
Carbonetos tipo M6C e M23C6: Precipitam-se durante a solidificação,
envelhecimento em baixas temperaturas ou sob tensões combinadas (ensaio de fluência). O Cromo é predominante na composição "M" e precipitam-se preferencialmente nos contornos de grão.
As técnicas de tratamento térmico são utilizadas para a formação da fase primária (´) nos contornos de grão, elevando a tensão de ruptura do material. As propriedades superiores apresentadas pelas superligas foram estudadas por Shuangqun et. al. (2004). Os autores demonstraram que, para diferentes temperaturas de envelhecimento, ocorrem alterações significativas da microdureza para as superligas. No entanto, para tempos de envelhecimentos diferentes (500 – 4000 h), para a mesma temperatura, esta alteração ocorre de maneira bem menos significativa, o que implica que as propriedades desta liga podem ser mantidas durante longos períodos de trabalho, como pode ser observado na figura 2.3.
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Figura 2.3. Alterações na microdureza (HV) em função do tempo de envelhecimento para diferentes temperaturas.
Fonte: adaptado de Shuangqun et. al. (2004).
2.1.2 Liga 625
O desenvolvimento da liga 625 teve início na década de 1950, a fim de se atender a demanda por um material com alta resistência mecânica para linhas de distribuição de vapor. Após vários anos de testes para descobrir como vários elementos afetavam as propriedades e a fabricabilidade da liga, foi dada entrada uma patente no início do ano de 1962. Fato curioso é que a liga 718 surge a partir de tentativas de se obter a liga 625, mas com propriedades características e melhores para a atuação em ambientes em altas temperaturas, onde estariam sujeitos à fadiga e teriam que manter resistência mecânica considerável (Eiselstein e Tillack, 1991). A liga 625 também pode ser utilizada em componentes principais em reatores pressurizados de água e tubos de trocadores de calor em plantas de quebra da amônia, na indústria química, pois possui um excelente comportamento em meios corrosivos de amônia e resistência à fluência (Rao, Shankara e Mannan, 2001).
O surgimento desta liga tem início com a necessidade de um material com excelentes características quanto à soldabilidade, alta resistência à fluência, alta resistência à corrosão, facilidade de produção na forma de tubos e que não sofresse envelhecimento com certa
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facilidade. No entanto, ao longo do caminho tais objetivos foram se modificando consideravelmente, exceto a característica de soldabilidade e resistência à corrosão (Eiselstein e Tillack, 1991), o que fez com que esse material fosse amplamente utilizado em plantas de extração de petróleo e gás. Estes autores definem a composição química da liga 625 de acordo com a tabela 2.2.
Tabela 2.2. Composição da liga 625 como definida pelos seus inventores. Fonte: adaptado de Eiselstein e Tillack (1991).
Elemento % em Massa Descrição
Ni 55,0~62,0 O níquel é um elemento essencial da liga. Ele impacta especialmente na resistência mecânica e na resistência à ruptura sob-tensão da liga.
Mo 7,0~11,0 O cromo e o molibdênio contribuem com a resistência mecânica à quente da liga. Reduzindo o teor de cromo, o molibdênio deve ser balanceado de forma a manter as propriedades mecânicas à quente.
Cr 20,0~24,0
Nb 3,0~4,5 O nióbio contribui com o limite de resistência e de escoamento a temperatura ambiente.
W máx 8,0 Quando o tungstênio é utilizado ele contribui com a resistência mecânica da liga a temperatura ambiente. C máx 0,10 O carbono deve estar abaixo de 0,10%.
Si máx 0,50 O silício e o manganês devem ser menores que 0,50% do contrário eles impactam de forma deletéria na resistência mecânica à quente.
Mn máx 0,50
B máx 0,015 O boro em teores entre 0,005% e 0,015% pode ser empregado, entretanto, aparentemente o efeito do boro é deletério à plasticidade da liga.
Al + Ti máx 0,40 A mais importante razão para adições de alumínio e titânio é para a desoxidação. Quando teores de Al+Ti são maiores que 0,40% a liga torna-se endurecível por precipitação e, consequentemente, não é desejável
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devido à redução da plasticidade à quente. Fe máx 20,0 O ferro é considerado balanço para esta liga.
Mg 0,02~0,05 Teores de magnésio entre 0,02% e 0,05% contribuem para a melhoria da plasticidade à quente.
S, P máx 0,025 Fósforo e enxofre são considerados impurezas.
N máx 0,03 O teor de nitrogênio de até 0,03% pode estar presente sem efeitos deletérios ou redução das propriedades mecânicas ou da plasticidade.
Cu máx 0,10 O cobre pode estar presente na liga com teores entre 0,01% e 0,10%.
A liga 625 pertence ao grupo dos metais (Ni3Nb), e é caracterizada pela estrutura de
grãos finos durante a fundição (devido à fase ) e excelente potencial de encruamento pela precipitação de fase (fase e dissolução de carbonetos). Devido à baixa quantidade de carbono em sua composição, o material demonstra excelente resistência à corrosão intercristalina (Maurotto et al., 2012).
A tabela 2.3 mostra os diferentes valores dos módulos de elasticidade desde a temperatura ambiente até 871ºC. Os ensaios para obtenção destes valores foram dinâmicos e feitos em amostras cilíndricas de ¾ de polegada laminadas a quente, na qual metade foi recozida e metade solubilizada. Pode-se observar que o módulo de elasticidade cai gradativamente conforme a temperatura vai subindo, o que implica que o material mantém a sua rigidez estrutural de maneira considerável em altas temperaturas.
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Tabela 2.3. Módulo de elasticidade em temperaturas elevadas da liga 625. Fonte: adaptado de Special Metals (2013).
Temperatura (ºC)
Módulo de Elasticidade (GPa)
Sob tração Sob cisalhamento
Recozido Solubilizado Recozido Solubilizado
21 207,5 204,8 81,4 78,0 93 204,1 200,6 80,0 76,5 204 197,9 193,7 76,5 74,5 316 191,7 187,5 74,5 71,7 427 185,5 180,6 71,7 68,9 538 178,6 173,1 68,3 66,2 649 170,3 165,5 64,8 63,4 760 160,6 157,2 60,0 60,7 871 147,5 148,2 55,2 57,2
A resistência mecânica da liga 625 é resultado do efeito de endurecimento ocasionado por molibdênio e nióbio na matriz níquel-cromo. Essa combinação de elementos também é responsável pela resistência superior num amplo alcance de ambientes corrosivos de elevada severidade, assim como aos efeitos de alta temperatura tais como oxidação e fluência. Para o uso em temperaturas de até 650ºC são recomendadas as condições de material acabada a quente, acabado a frio e recozida (dependendo dos requisitos envolvidos). Para utilização em temperaturas acima de 650ºC, tanto a condição recozida quanto a tratada termicamente apresentam melhores resultados. A condição solubilizada é recomendada para componentes que requerem ótima resistência à ruptura ou à deformação. Materiais com grãos finos podem ser vantajosos em temperaturas até 815ºC, com relação à resistência à fadiga, dureza, resistência à tração e ao escoamento. As tabelas 2.4 e 2.5 mostram as principais propriedades mecânicas e físicas da liga respectivamente. A liga utilizada neste trabalho estava na condição laminada (acabada a frio).
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Tabela 2.4. Propriedades mecânicas em temperatura ambiente da liga 625. Fonte: adaptado de Special Metals (2013).
Condição Tensão Ruptura (MPa) Tensão Escoamento, (MPa) Alongamento, (%) Dureza, Brinell (HB) Laminado (acabado a frio) 827-1103 414-758 60-30 175-240 Recozido 827-1034 414-655 60-30 145-220 Solubilizado 724-896 290-414 65-40 116-194
Tabela 2.5. Propriedades físicas da liga 625. Fonte: adaptado de Pollock et. al. (2006).
Densidade (g/cm3) 8,44
Temperatura de fusão (ºC) 1400
Coeficiente Linear de Expansão Térmica (ºC-1) 1,3 x 10-5 Condutividade Térmica (W/m.K) 20ºC: 11
800ºC: 22
Observa-se pelos valores mostrados na tabela 2.4, que a liga 625 têm boa resistência mecânica e alta ductilidade independentemente da rota de produção utilizada para sua obtenção. A tabela 2.5 mostra que a liga apresenta pequeno coeficiente de expansão térmica e, principalmente, baixa condutividade térmica, mesmo em temperaturas elevadas. A somatória destas propriedades torna a liga 625 versátil, porém com fabricação de peças e componentes bastante difícil.
A resistência mecânica é fortemente dependente do tamanho de grão (chamado de "d" na figura), como apresentado na figura 2.4.
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Figura 2.4. Correlação entre a resistência mecânica à tração em função ao tamanho de grão. (a) Limite de Resistência (UTS). (b) Limite de Escoamento (YS). Os pontos destes gráficos apontam resultados de tração da liga 625 após tratamentos térmicos de solubilização e envelhecimento em diferentes temperaturas e tempos. Observa-se que nestes gráficos foram utilizados diferentes processos de fabricação e diâmetros.
Fonte: adaptado de Ferrer et. al. (1991).
Destes resultados pode ser observado que o mecanismo de recristalização é mais importante para a melhoria da resistência mecânica da liga 625 que a precipitação secundária de carbonetos. Assim, o processamento termomecânico é essencial para que seja obtida a almejada propriedade mecânica da liga sem prejuízo da resistência à corrosão.
Como citado, a soldabilidade foi um dos objetivos principais no programa de desenvolvimento da liga 625. Enquanto a composição produziu uma matriz essencialmente endurecível por solução sólida, a presença de um nível relativo alto de nióbio e sua participação no envelhecimento de longo tempo da liga 625 acabou por criar uma resistência ao aparecimento de trincas por tensão pós-soldagem em temperaturas intermediárias. Adicionalmente, sua habilidade de tolerar a dissolução de inúmeros elementos fez com que o material tivesse excelentes propriedades pós-soldagem (Eiselstein e Tillack, 1991). De acordo com os autores, uma solubilização em temperatura entre de 871-921ºC é indispensável a fim de garantir um limite de escoamento mínimo de 414 MPa (60 ksi), enquanto que tratamentos térmicos a 650ºC por 24 a 48 h são necessários para atingir 552 MPa (80 ksi) de limite de escoamento. Estes resultados são apresentados nas figuras 2.5 e 2.6.
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Na figura 2.5 observa-se que em tratamentos por mais de 48h ocorre um aumento de dureza entre 8 a 12 HRc.
Figura 2.5. Curvas de envelhecimento da liga 625 em diferentes tempos e temperaturas após solubilização a 1150ºC/1h e estabilização a 760ºC/1h.
Fonte: adaptado de Eiselstein e Tillack (1991).
Observa-se na figura 2.6 que tratamentos térmicos entre 650ºC e 700ºC por mais de 10 h promovem considerável aumento do limite de escoamento na liga 625.
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Figura 2.6. Consequência do envelhecimento no limite de escoamento da liga 625 (4,11%Nb) na condição laminada a quente, solubilizada a 1150ºC/1h e estabilizada a 760ºC/1h.
Fonte: adaptado de Eiselstein e Tillack (1991).
Segundo a norma ASTM B446, a liga 625 deve ser fornecida em dois tipos de tratamentos térmicos quando processada via laminação (Farina, 2014):
Grau 1: Laminada a quente ou a frio com tratamento térmico de solubilização das barras em temperaturas superiores a 871ºC. Esta condição é normalmente indicada para aplicações nas quais a temperatura não exceda 593ºC;
Grau 2: Laminada a quente ou a frio com tratamento térmico de solubilização das barras em temperaturas superiores a 1093ºC, que podem ou não ser submetidas a tratamento térmico de estabilização em temperaturas maiores que 982ºC para aumentar a resistência à sensitização. Esta condição é normalmente indicada para aplicações nas quais a temperatura não exceda 593ºC e a resistência a fluência seja necessária.
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A norma ASTM B564, indicada para peças forjadas, estipula apenas que a liga deve ser fornecida na condição solubilizada. É interessante notar que em ambas as normas, não há nenhuma restrição em relação à resistência à corrosão, características microestruturais (tamanho de grão) e resistência à ruptura sob-tensão.
2.2 Usinagem com ferramenta de geometria definida (GD) de superligas de níquel
Esse tópico tratará em sua primeira parte de características gerais dos processos de usinagem, cujas ferramentas possuem geometrias definidas, e as características relevantes à usinagem de superligas de níquel do grupo D-2 (ver tabela 2.6). Logo após serão discutidas características de usinagem das ligas de níquel pertencentes a tal grupo.
Tendo em vista a grande quantidade de ligas a base de níquel foi realizada um agrupamento desses materiais (tabela 2.6), levando-se em conta suas características relativas à usinagem. Face ao foco do presente trabalho de estudar as ligas 625 será dado enfoque ao grupo D-2, o qual esta pertence.
Tabela 2.6. Agrupamento das ligas de níquel no que diz respeito às características de usinagem.
Fonte: adaptado de Nickel Development Institute (2012)
Grupo Liga A 200; 201; 205; 212; 222 B 400; 401; 450; 36; K, MS 250 C 600; 690; 601; 825; DS; 330; 20; 800; 800HT; 802; 270; K-500 (não envelhecido); 75; 86 D-1 301; 925; 902
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D-2 301 (envelhecido); K-500 (envelhecido); 902 (envelhecido); 81; G-3; HX; 625; 925 (envelhecido); 716; 725; MA 754; 80A; 718; PE11; 706;
PE16; C-276; 751; X-750; 901; 617; 263; 105; 90; PK50; 115; B-2; 903; 907; 909
E R-405
O grupo D-2 é constituído pelos materiais do grupo D-1 que sofreram o tratamento térmico de envelhecimento, ligas encruáveis por envelhecimento (recozidas e endurecidas) e ligas de solução com alta resistência. Nesse grupo partículas com capacidade de aumento de resistência quando em solução e precipitados abrasivos pioram muito a usinagem.
As superligas de níquel contém em sua matriz uma elevada quantidade de elementos de liga, que são responsáveis por propriedades únicas, tais como: alta resistência à oxidação, alta resistência à corrosão em elevadas temperaturas, assim como, alta resistência mecânica e dureza nessas condições. Contudo, devido às características peculiares são de difícil usinagem, como pode ser visto na figura 2.7 que mostra uma comparação de propriedades mecânicas e o aumento na dificuldade de usinagem de diversos materiais. Consequentemente, as ligas do grupo D-2 são classificadas como materiais de ―difícil corte‖ e a geração de componentes com bom acabamento superficial é um desafio aos engenheiros de fabricação (Thakur, Ramamoorthy e Vijaraghavan, 2009).
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Figura 2.7. Ligas de níquel agrupadas de acordo com o aumento de suas propriedades mecânicas e o resultante aumento na dificuldade de usinagem.
Fonte: adaptado de Nickel Developement Institute (2012).
2.2.1 Características gerais na usinagem (usinabilidade) das superligas de níquel
A usinagem de materiais de difícil corte gera mais calor na região de corte do que a usinagem de outros tipos de materiais. Assim o processo irá requerer mais energia em comparação ao corte de materiais menos resistentes (Ezugwu, 2007). A condutividade térmica de ligas de titânio (cerca de 8 W/m.K) e níquel (cerca de 11 W/m.K) é menor que a dos aços convencionais (cerca de 50 W/m.K) e ferros fundidos (cerca de 46 W/m.K) 1, o que também produz aumento significativo na temperatura na ferramenta de corte e na peça durante a usinagem (Wang e Rajurkar, 2000). As temperaturas em usinagem destas ligas podem atingir valores superiores a 800-900ºC no plano de cisalhamento em velocidades relativamente baixas.
Esse aumento de temperatura poderá levar a uma série de dificuldades durante o corte, incluindo a intensificação dos mecanismos de desgaste e, por consequência, a falha precoce da
1
As informações a respeito de condutividade térmica, apresentadas para aços convencionais e ferros fundidos, foram consultadas em Metals Handbook (1993).
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ferramenta. Outras características das superligas à base de níquel estão relacionadas à sua matriz austenítica e também impactam a usinabilidade, quais sejam: ocorrência de encruamento durante trabalho, sua habilidade de reagir com o material da ferramenta sob algumas condições atmosféricas, a tendência de formação de aresta postiça de corte (APC) e de se soldar às ferramentas. Por fim há a presença de carbonetos abrasivos em sua microestrutura. Estas características causam rápidos desgastes de flanco, cratera e entalhe durante a usinagem (Ezugwu, 2007), de modo que essas ligas são consideradas materiais de difícil usinagem (difícil corte, como já citado).
A facilidade ou dificuldade de se usinar um material em dadas condições de corte, é conhecida por usinabilidade. Essa propriedade pode ser descrita como a medição da resposta do material a ser usinado com um determinado material de ferramenta que resultará em uma vida de ferramenta aceitável e, ao mesmo tempo, promoverá bom acabamento superficial e características funcionais aceitáveis dos componentes (Ezugwu, Bonney e Yanane, 2003).
A baixa usinabilidade desses tipos de materiais, particularmente as ligas a base de níquel, estão relacionadas às suas características inerentes, as quais incluem (Simms e Hagel, 1972):
Alta dureza e resistência a quente, podendo causar deformação da ferramenta durante a usinagem;
Altas tensões de cisalhamento durante o processo de corte que, como resultado, produzem tensões de cisalhamento localizadas, que fazem com que maior força e maior potência sejam consumidas e maior calor seja gerado, com consequente aumento da temperatura e menor vida da ferramenta.
A matriz austenítica das ligas de níquel que faz com que elas sejam dúcteis e também cause rápido encruamento durante a usinagem. Esta é uma das maiores causas de desgaste severo da ferramenta na linha da profundidade de corte, por conta da formação de rebarbas abrasivas nesta região (desgaste de entalhe);
A presença de carbonetos abrasivos duros (por exemplo, MC, M23C6) na microestrutura
das ligas de níquel, que pode provocar desgaste abrasivo e a falha da ferramenta;
Baixa condutividade térmica, levando ao aumento localizado de temperatura (maior que 1000 °C) na ponta da ferramenta e a geração de cavacos em dente de serra;
20
Soldagem da peça e da aresta de corte formando uma aresta postiça de corte (APC) instável que pode deteriorar superfícies usinadas, assim como prejudicar a integridade de componentes.
A figura 2.8 apresenta a influência exercida pela quantidade de níquel (Ni) na matriz e pela dureza do material na tendência das ferramentas desenvolverem o desgaste de entalhe e/ou de sofrerem deformação plástica. Fica claro que quanto maior a quantidade de níquel maior será a tendência de o material sofrer deformação plástica devido, principalmente, à baixa condutividade térmica e ao aumento da ductilidade. Além disso, a figura mostra que a dureza tem influência direta no desgaste de entalhe, principalmente quando o material passou pelo tratamento térmico de solubilização que irá afetar sua dureza por meio da precipitação de carbonetos que, por sua vez, reduzem a usinabilidade pelo próprio aumento da dureza da matriz e pelo fato de serem elementos extremamente abrasivos, causando esse tipo de desgaste.
Figura 2.8. Tendências à deformação plástica e ao desgaste de entalhe em função da dureza e percentual em peso para diversas ligas a base de níquel.
21
Diversos autores (Ezugwu, Wang e Machado, 1999; Machado e Wallbank, 1990), destacam a ocorrência dos desgastes de flanco e de entalhe como sendo os principais tipos de desgaste na usinagem da liga 625. Estes dois tipos de desgaste são definidos como:
Desgaste frontal (ou de flanco): Ocorre na superfície de folga da ferramenta e é causado principalmente por abrasão (figura 2.9 (a)) e attrition que é a remoção cíclica de partículas da ferramenta causada pela aderência e escorregamento com o material da peça e/ou cavaco. Quando o material aderido é arrancado da peça, partículas da ferramenta são levadas junto com este material. Estas partículas causam também desgaste abrasivo da região da ferramenta que atrita com elas;
Desgaste entalhe: Pode ocorrer nos dois extremos de contato entre a superfície de folga e a peça. Este tipo de desgaste muda a forma da ponta da ferramenta e, com isso, influencia no acabamento da superfície usinada. É incentivado pelo aumento da temperatura e velocidade de corte (figura 2.9 (b)).A alta ductilidade das superligas de níquel faz com que o cavaco fique comprimido em relação a peça durante o corte e assim, há a formação de rebarba no final da profundidade de corte. Uma vez que esta liga também tem uma alta taxa de encruamento, a rebarba formada é dura o suficiente para promover o sulcamento nestas regiões da ferramenta, causando assim o desgaste de entalhe (Biermann et al, 2010).
(a) (b)
Figura 2.9. Desgaste frontal (a) e (b) de entalhe. Fonte: adaptado de Sandvik (2009).
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2.3 Melhores práticas na usinagem das superligas de níquel
Para usinagem das superligas de níquel vários requisitos são necessários para a ferramenta de corte, dos quais se pode citar boa resistência ao desgaste, alta dureza (a quente também), alta resistência mecânica, boa resistência ao choque térmico e estabilidade química suficientemente grande em altas temperaturas.
Um dos principais problemas da usinagem de superligas de níquel é o fato de que elas sofrem grande encruamento quando sujeitas a tensões superficiais. Assim sendo, é importante que medidas sejam tomadas para que na impossibilidade de se eliminar esse encruamento, se faça com que ele seja ao menos reduzido. Para tanto, algumas medidas podem ser tomadas (Nickel Development Institute, 2012):
Usar aresta afiada e sem desgaste, a fim de tentar minimizar o aumento de dureza da superfície usinada, difícil de ser penetrada em passes e operações subsequentes;
Utilizar ângulo de saída (o) positivo e adequado ângulo de folga (o), a fim de se
minimizar a deformação do cavaco e da superfície usinada, bem como o atrito entre a superfície gerada e a ferramenta;
A máquina-ferramenta deve possuir potência adequada;
O conjunto máquina-ferramenta-dispositivo de fixação-peça deve possuir rigidez de forma a se evitar vibrações;
Avanço (f) e profundidade de corte (ap) de corte devem ser tais que a aresta atue
abaixo da camada encruada, facilitando o corte;
Danos à camada superficial devem ser prevenidos, pois podem comprometer a resistência à fadiga (Seco Tools, TSL).
2.3.1 Em relação ao material das ferramentas de corte
Ferramentas de aço rápido, assim como as de metal duro foram amplamente utilizadas na usinagem de superligas de níquel, pois eram os únicos materiais disponíveis durante décadas para
23
usinagem de ligas mais específicas. Posteriormente foram introduzidas as ferramentas cerâmicas, como a alumina mista, o Sialon e por último a alumina tenacificada (reforçada) com whiskers. Além disso, atualmente utilizam-se as ferramentas de metal duro com cobertura (camadas de TiN, TiCN e TiNAl), além de ferramentas de cBN em certas aplicações. No entanto, estas últimas ferramentas, apesar de possuírem um desempenho geral melhor que as de metal duro com cobertura, são mais caras, o que em muitos casos impossibilita o uso. (Ezugwu, Wang e Machado, 1999).
As ferramentas de aço rápido por não possuírem dureza a quente, isto é, boas propriedades de fluência, não são as recomendadas para a usinagem de superligas de níquel, pois em função principalmente da alta taxa de encruamento e baixa condutividade térmica destas ligas, os esforços mecânicos costumam ser altos e, consequentemente, altas temperaturas se desenvolvem na ferramenta. Mais ainda, devido à baixa condutividade térmica o percentual de calor dissipado pela ferramenta é bastante alto, aumentando ainda mais a temperatura da ferramenta. Já, as ferramentas de metal duro (sem cobertura) apresentam o inconveniente do mecanismo de desgaste por oxidação, uma das possíveis causas do desgaste de entalhe, diminuindo de maneira pronunciada a vida da ferramenta. No que diz respeito às ferramentas cerâmicas, a alumina tenacificada com whiskers possui boas propriedades para a usinagem destas ligas. Porém a impossibilidade destas ferramentas possuírem geometrias positivas, pois são frágeis, geram fenômenos ligados à alta ductilidade e alta taxa de encruamento das superligas de níquel como, por exemplo, o empastamento do cavaco sobre a ferramenta. Logo, as ferramentas de metal duro com cobertura são aquelas que apresentam, além das propriedades requeridas de maneira suficiente, a possibilidade de serem utilizadas na geometria adequada. Porém, os parâmetros de usinagem são muitos restritos em função dos fenômenos que podem ser gerados, e assim, o processo ainda é bastante caro e improdutivo.
2.3.2 Em relação à geometria das ferramentas
A ferramenta deve possuir aresta bastante afiada, principalmente em operações de acabamento, em que se tem avanço e espessura de cavacos pequenos. Recomenda-se também que o ângulo de saída (o) seja positivo, para reduzir a deformação do cavaco e minimizar, assim, os
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efeitos relacionados à alta ductilidade e alta taxa de encruamento das superligas de níquel. O ângulo de posição da ferramenta (r) deve ser pequeno o suficiente para aumentar o comprimento
de contato entre a aresta de corte e a peça e, consequentemente, distribuir melhor o calor ao longo desta, minimizando os desgastes (principalmente o de entalhe). Outro fator que contribui para esta melhor distribuição do calor sobre a ferramenta é esta ter grande ângulo de ponta (r)
(Ezugwu et al, 1999).
2.3.3 Fluidos de corte
É fundamental a utilização de fluido de corte na usinagem das superligas de níquel, para rapidamente retirar o calor da região de corte e, assim, proteger a ferramenta contra a aceleração do desgaste (Ezugwu, Wang e Machado, 1999). Em termos gerais, qualquer fluido com características lubrificantes ou refrigerantes pode ser utilizado na usinagem destas ligas. Porém, algumas ressalvas devem ser feitas: em operações de alta velocidade de corte, a fragilização causada pelo enxofre pode impedir o uso de óleo à base de enxofre por causa de danos à ferramenta de metal duro. Grande parte dos metais duros tem a matriz de cobalto, que é sensível ao ataque do enxofre em elevadas temperaturas. Deve-se aplicar fluido em abundância na região de corte para que haja redução suficiente da temperatura a ponto de se evitar a desgaste/avaria na ferramenta. Finalmente, fluidos à base de água são preferidos nas operações com alta velocidade de corte por causa do seu efeito rápido de refrigeração (Special Metals, 2013).
2.4 Integridade superficial
Vários são os efeitos da usinagem na integridade superficial de uma peça e que influenciam as suas propriedades mecânicas e químicas, em componentes feitos de liga 625 (Ulustan, 2011). A seguir serão descritos alguns dos principais efeitos que ocorrem na superfície e subsuperfície da peça usinada, que são a rugosidade, tensão residual, alterações da microdureza e microestruturais (camada branca).
25 2.4.1 Rugosidade
A rugosidade primária é formada por sulcos ou marcas deixadas pela ferramenta de corte que atuou sobre a superfície da peça e se encontra superposta ao perfil de ondulação. Já, a rugosidade secundária é o conjunto das irregularidades repetidas em ondas de comprimento bem maior que sua amplitude, ocasionadas por imprecisões de movimentos dos equipamentos. Ela é medida por meio de diversos aparelhos (ópticos, laser, eletromecânicos), sendo os mais utilizados os eletromecânicos. Os aparelhos utilizados para a medição da rugosidade são chamados rugosímetros (Novaski, 2013). Ao se medir a rugosidade, o aparelho mostrará o perfil da peça, composto da rugosidade e ondulações e por meio de uma filtragem adequada se separa os desvios de forma da rugosidade. O comprimento de onda do filtro, denominado de cut-off, determina o que deve passar e o que não deve, sendo que cabe se escolher um comprimento de onda ideal, para se definir a rugosidade. Os sinais de baixa frequência (alto período) caracterizam as ondulações e os de alta frequência, a rugosidade (Novaski, 2013).
Para a avaliação da rugosidade há diversos parâmetros. Neste trabalho os parâmetros importantes são o desvio aritmético médio do perfil analisado (Ra) e a altura máxima do perfil (Rz). O primeiro corresponde à média aritmética dos valores absolutos, em relação à linha média, no comprimento da avaliação e o segundo é a soma da altura máxima do perfil dos picos e a da maior profundidades dos vales, no comprimento da amostragem (Agostinho et al, 1995).
No que tange ao comportamento sob fadiga de um componente, os diferentes acabamentos superficiais produzidos pelos vários processos de usinagem empregados podem afetar consideravelmente o desempenho. Os corpos de prova polidos cuidadosamente, nos quais as finas marcas de polimento (concentradores de tensão) são orientadas paralelamente à direção da tensão trativa principal, fornecem os valores mais altos de resistência nos ensaios de fadiga (Dieter, 1981). A figura 2.10 ilustra esta influência.
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Figura 2.10. Tendências do ciclo de vida das peças, de acordo com o processo de fabricação.
Fonte: adaptado de Novaski (2013).
2.4.1.1 Influência da usinagem na rugosidade
As condições de corte empregados na usinagem podem criar diversos perfis e valores para os parâmetros de rugosidade.
Em uma operação de torneamento realizada com uma ferramenta nova, ou seja, sem desgaste excessivo, há pouco contato entre as superfícies, a vibração é minimizada e não existe a formação da aresta postiça de corte e, portanto, a rugosidade é teoricamente formada apenas por marcas, ou sulcos, causados na peça pela ferramenta (Machado et al, 2009). A figura 2.11 exemplifica o fenômeno, onde f é o avanço, rε é o raio de ponta da ferramenta e Rmax é altura
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Figura 2.11. Marcas do avanço deixadas na peça durante o torneamento cilíndrico.
Fonte: adaptado de Javidi et al (2008).
Em geral os valores obtidos de rugosidade são menores, ou o acabamento é melhor quando algumas situações são encontradas, descritas a seguir (Machado et al, 2009):
Flexões geradas por esforço de corte ou vibrações são pequenas;
A ponta da ferramenta possui um raio de arredondamento;
A ferramenta e a peça estão centradas e posicionadas corretamente;
O material da peça é intrinsicamente puro e livre de defeitos superficiais;
O eixo principal da máquina operatriz possui adequado alinhamento e as guias não estão desgastadas;
A aresta de corte está sem desgastes ou danos;
A usinagem ocorre sem a formação de aresta postiça de corte.
Um grande valor de avanço no corte permite minimizar o tempo de usinagem, mas provoca aumento substancial no valor da rugosidade. Um grande raio de ponta de ferramenta diminui a contribuição geométrica dada pelo raio para o acabamento superficial (equações 1 e 2), mas provoca o aumento da vibração no momento da usinagem, dificulta a quebra dos cavacos gerados e diminui a vida da ferramenta (Javidi et al, 2008).
28
Os parâmetros Ra e Rmax podem ser calculados teoricamente, sendo funções do avanço e do
raio da ponta da ferramenta conforme descrevem as equações 1 e 2 (Machado et al, 2009, Diniz et al, 2013).
2.4.2 Microdureza
Os valores de dureza são amplamente utilizados na especificação e classificação de materiais, peças ou produtos. Entretanto, o conceito físico de dureza não tem um mesmo significado para todas as áreas que tratam desta propriedade. Esta divergência depende da experiência e do ramo de atuação de cada área ao estudar o assunto (Dieter, 1981), por exemplo:
Para área metalúrgica dureza significa resistência à deformação plástica;
Para a engenharia mecânica define-se dureza como a resistência à penetração de um material mais duro em outro;
Para área de usinagem a dureza fornece uma medida de resistência ao corte do metal. (Vieira, 1996).
Portanto, para definir o valor da dureza que depende da aplicação e da área em questão, deve-se definir a maneira mais adequada pela qual o ensaio deve ser conduzido, sempre seguindo orientações contidas em normas técnicas (Souza, 1982). Para a situação deste trabalho o ensaio indicado é por penetração, ou seja, a microdureza Vickers.
O princípio de medição pelo método Vickers consiste no seguinte: o penetrador é uma ponta de diamante, na forma de uma pirâmide de base quadrada, com um ângulo de 136° entre as faces opostas, sobre o qual é aplicada a carga para a medição. Como o penetrador é um diamante, ele é praticamente livre de deformações, e como todas as impressões são semelhantes entre si, (1) (2)
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variando apenas nas proporções dimensionais das suas diagonais, o método Vickers (HV) é independente da carga, ou seja, o valor de dureza obtido é o mesmo qualquer que seja a carga usada para materiais homogêneos.
Para esse método a carga varia entre 1,00 kgf a 120,00 kgf para a dureza convencional e entre 0,01 kgf a 1,00 kgf para análise de microdureza, segundo a norma ASTM E384. A mudança da carga é necessária para se obter uma impressão regular, sem deformação elástica do material ensaiado, e de tamanho compatível para a medida de suas dimensões no visor da máquina. A forma da impressão é um losango regular como mostra a figura 2.12. Com a utilização de uma expressão matemática pode-se calcular a dureza, através da medição das diagonais do losango, impresso na região a ser medida, conseguindo assim, a área da superfície identificada; e ao se dividir o valor da carga aplicada por essa área tem-se a leitura da dureza Vickers dada em kgf/mm2 (Souza, 1982).
Figura 2.12. Penetrador e Impressão Vickers. Fonte: adaptado de Souza (1982)
2.4.2.1 Influência da usinagem na microdureza das superligas de níquel
A influência dos parâmetros de corte na microdureza das superligas de níquel após a usinagem costuma ser maior na superfície do material em relação ao seu interior, onde os efeitos
