MICROFRESAMENTO DE UM AÇO FERRAMENTA PARA MOLDES DE
INJEÇÃO – COF-2015-0514
Ariel Paulo Rezende, ariel.rezende@sc.senai.br1 André Marcon Zanatta, andre.zanatta@sc.senai.br1 Kassim Shamil Fadhil Al Rubaie, kasrub@gmail.com2
1
Instituto SENAI de Inovação em Sistemas de Manufatura, Rua Waldemar Döhler, 957, Zona Industrial Norte – Joinville – SC.
2
UNISOCIESC, Rua Albano Schmidt, 3333, Boa Vista – Joinville – SC.
Resumo: O rápido desenvolvimento das tecnologias de microengenharia induzem a uma maior tendência no crescimento da minituarização de produtos, principalmente nas áreas de eletrônica, aeronáutica, automotiva, medica, odontológica, médica e telecomunicações. A moldagem de polímeros termoplásticos e alumínio para a microinjenção é a chave para a produção em massa. Então, o processo de microfresamento pode ser usado na usinagem de microcavidade, utilizando o aço K340 do fabricante Bohler. O objetivo desse estudo usa o processo de microfresamento para avaliar a usinabilidade do aço ferramenta K340, com tratamento térmico e sem tratamento térmico, por meio da avaliação de esforço de corte, acabamento superficial, formação de cavaco e desgaste da ferramenta. Entretanto, a presença de carbonetos no material gerou resultados interessantes, que podem ser utilizados em novos estudos, ou até, informativo para o processo de fabricação. Foram utilizados uma microfresadora Kern Piramyde Nano e microferramentas com diâmetro nominal de 0,5 mm do fabricante Franken. Os testes foram realizados em diferentes condições de usinagem como: [vc] 78,5 m/min, [ap] 25 µm, [ae] 500 µm e [N] 50000 rpm e o parâmetro principal foi o avanço por dente [fz] que foi de 4 µm/dente. Os resultados obtidos podem contribuir para uma melhor compreensão da relação entre avanço por dente, raio do gume e microestrutura do material.
Palavras-chave: microfresamento, aço ferramenta, usinabilidade, microcavidade. 1. INTRODUÇÃO
Com o rápido desenvolvimento das tecnologias de microengenharia há uma tendência no crescimento da miniaturização de produtos principalmente nas áreas de eletrônica, aeronáutica, automobilística, médico-odontológica e telecomunicações [Uhlmann et al. 2005a]. Em busca desse mercado da miniaturização Dornfeld, Min e Takeuchi (2006), citam que as demandas de redução de peso, de tamanho, alta qualidade superficial e baixo erro de forma, são necessidades que o mercado da micromanufatura exige para atendê-las.
Sendo assim, dentro do ramo dos materiais, pode-se destacar o aço ligado como um dos materiais mais importantes da indústria metalmecânica, tendo como diferencial suas propriedades devido aos seus elementos ligantes, que auxiliam em suas propriedades mecânicas e construtivas.
Entretanto, deve-se constatar a importância dos estudos de usinabilidade para, o desenvolvimento de novos padrões de fabricação, em vista o melhor aproveitamento dos recursos disponíveis no mercado elevando a competitividade do mercado nacional.
Estudos no processo de fresamento realizados por Zanatta (2013), onde predomina na abertura de uma cavidade, torna-se fundamental a otimização dos parâmetros de usinagem, das ferramentas de corte, dos dispositivos de fixação e das máquinas-ferramentas. Além disso, a introdução no chão-de-fábrica de novos materiais com as características impostas de projeto, mas com melhor usinabilidade, representa um desafio para a racionalização da sequência do processo de fabricação de um molde.
O objetivo desse trabalho é avaliar a usinabilidade do aço ferramenta K340, endurecido e sem endurecimento, utilizando o processo de microfresamento, através da avaliação dos esforços de corte, acabamento superficial, formação de rebarba e vida de ferramenta.
2. MATERIAIS E MÉTODOS
O aço ferramenta utilizado foi o aço K340 produzido pela Böhler (Tabela 1). Este foi analisado sem e com tratamento térmico (TT). O material sem TT apresentou dureza média de 213,8 ± 15,2 HB e é constituído de perlita coalescida (aspecto globular) sendo o tamanho de grão com variação de 11,9 µm a 37,5 µ m. Nota-se a presença de carbonetos grandes de até 63 µ m dispersos na matriz perlítica. Na Figura 1 é possível observar o sentido de laminação do material. Após o tratamento térmico de têmpera e revenimento, o material apresentou uma dureza média de 55 ± 0,8 HRC, observou-se matriz martensítica e tamanho de grão mais homogêneo, permanecendo entre 7 µ m a 12 µm.
Tabela 1. Composição química do aço K340.
Fe C Si Mn P S Cr Mo Ni Al Co Cu Nb Ti V W Sn
Direção de laminação Plano transversal ao sentido de laminação 50 µm 10 µm Direção do avanço da ferramenta Carbonetos
Figura 1. Micrografias do aço K340 no sentido da laminação (a) e transversal ao sentido da laminação (b). Microfresas fabricadas pela Franken de metal duro com dois gumes revestidas com TiAlN com diâmetro nominal de D = 0,5 mm, comprimento do gume lc = 1,5 mm, ângulo de hélice ε = 30°, ângulo de ataque β = 11° e raio do gume de corte de rβ = 2,8±0,2 µm foram utilizadas.
Os testes foram conduzidos em um centro de microusinagem 5 eixos Kern Pyramid Nano, equipada com um fuso de 50.000 rpm. A amostra (100x50x16 mm3) foi montada sobre uma plataforma piezelétrica Kistler MiniDyn 9256C2 para medição dos esforços de corte. Para a aquisição foi utilizado uma frequência de aquisição de dados de 20 kHz.
Os cavacos foram coletados por meio de uma fita adesiva e transferidos para uma fita de carbono para observação no microscópio MEV (Microscópio Eletrônico de Varredura) equipado com EDS (energy-dispersive X-ray spectroscopy). Também foram observados no MEV as rebarbas e as microfresas utilizadas.
A composição química foi determinada por espectrometria de emissão óptica com auxilio de um ICP OES-710 da Agilent. A dureza foi avaliada em um durômetro HP 250 da Heckert. O procedimento de verificação foi realizado conforme a norma ISO ASTM E10, estabelecido pela norma ISO 6506-2:2010 para a medição em Brinell e ISO 6508 para a escala em Rockwell.
Para a verificação da rugosidade do canal usinados, foi utilizado o microscópio confocal a laser Axio Imager LSM 700 da ZEISS. Um trecho dos canais usinados foi escaneado, com uma ampliação de 1000x e a rugosidade Rq e Rz foi medida em cinco pontos diferentes na mesma área projetada. Dessa forma, obteve-se a rugosidade média o desvio padrão conforme a norma NBR ISO 4287:2002.
Os parâmetros de corte foram determinados baseados no catálogo do fabricante e em estudos anteriores realizados por Zanatta (2013). Canais com Lt = 22 mm de comprimento foram usinados com passagens em cheio. Ar comprimido foi utilizado como lubrificação.
As ferramentas foram fixadas com comprimento em balanço de lk = 10 mm em um porta ferramentas SCHAUBLIN por meio de pinça, o torque foi de 10 N.m aferido com torquímetro manual.
A Tabela 2 apresenta os parâmetros de usinagem com as variações do material com e sem tratamento térmico. No material sem tratamento térmico foram utilizados as variações de avanço por dente fz de 1, 4 e 8 µm/dente. Com tratamento térmico foram utilizadas apenas as variações de avanço por dente fz de 4 e 8 µ m/dente devido ao número limitado de ferramentas de corte.
Tabela 2. Parâmetros dos ensaios realizados com e sem tratamento térmico.
3. RESULTADOS E DISCUSSÕES
Nesse capítulo serão abordados: Vida de ferramenta, esforço de corte e acabamento superficial.
3.1. Vida de ferramenta
A Erro! Fonte de referência não encontrada. apresenta as imagens dos gumes das microfresas utilizadas nos ensaios 01 (material sem TT) e 05 (material com TT). Observa-se que a microfresa foi bastante avariada nos dois ensaios, mas principalmente no ensaio 05 onde o material usinado era tratado termicamente e consequentemente com dureza maior. Não é possível dizer que houve desgaste das ferramentas de corte, mas sim quebra das quinas e dos gumes principalmente pela presença de carbonetos em grande quantidade no material usinado. Isso se deve ao fato do material possuir grande quantidade elementos de liga fortes formadores de carbonetos, por exemplo, o cromo e o molibdênio. Dessa forma, ocorre a formação de carbonetos, que são extremamente duros, podendo alcançar mais de 2.000 kg/mm2. A B C ENSAIO 01 20 µm 10 µm 2 µm D E ENSAIO 04 20 µm 10 µm 2 µm
Figura 2. Imagens das fresas utilizadas no ensaio 01 (material sem TT) e ensaio 04 (material com TT). A composição química nos pontos A, B, C, D e E da Figura 2 foi analisada por meio de análise de EDS e é apresentada na Tabela 3. As regiões A e D caracterizam-se por nitrogênio, alumínio e titânio, ou seja, a cobertura da ferramenta. As regiões B e E apresentam o substrato da microfresa, carbonetos de tungstênio. A região C destaca a presença de elementos de liga característicos do material usinado, evidenciando a aderência do material usinado na ferramenta.
Tabela 3. Composição química dos elementos de liga presentes nas ferramentas
Região C N Al Si S Ti Cr Fe W O Co A 1,42 31,46 30,43 36,68 B 1,82 98,18 C 1,43 1,12 1,52 4,36 91,58 D 32,26 32,19 35,55 E 1,32 2,50 87,99 0,65 7,55
superfície observam-se marcas de deslizamento e adesão de material que ocorrem na interação ferramenta-cavaco. A A B C ENSAIO 01 20 µm 10 µm 2 µm D E ENSAIO 04 20 µm 10 µm 2 µm
Figura 2. Imagens das fresas utilizadas no ensaio 01 (material sem TT) e ensaio 04 (material com TT).
A composição química nos pontos A, B, C, D e E da Figura 2 foi analisada por meio de análise de EDS e é apresentada na Tabela 3. As regiões A e D caracterizam-se por nitrogênio, alumínio e titânio, ou seja, a cobertura da ferramenta. As regiões B e E apresentam o substrato da microfresa, carbonetos de tungstênio. A região C destaca a presença de elementos de liga característicos do material usinado, evidenciando a aderência do material usinado na ferramenta.
Tabela 3. Composição química dos elementos de liga presentes nas ferramentas
Região C N Al Si S Ti Cr Fe W O Co A 1,42 31,46 30,43 36,68 B 1,82 98,18 C 1,43 1,12 1,52 4,36 91,58 D 32,26 32,19 35,55 E 1,32 2,50 87,99 0,65 7,55
comprova que há material aderido na ferramenta e possivelmente esse material aderido interage com a superfície do cavaco que desliza sobre a superfície de saída do cavaco.
(c)
20 µm 2 µm
(b)
10 µm
(a)
Figura 3. Cavacos do material sem TT com avanço por dente de 4 µm. (a) detalhe das costas do cavaco; (b) cavacos e (c) detalhe das lamelas.
A Erro! Fonte de referência não encontrada. apresenta os cavacos do material sem TT para os avanços por dente de 8 µm (a) e de 1 µm (b). Observa-se que os cavacos do avanço de 8 µm também possui a forma de vírgula como já foi observado nos cavacos de 4 µm de avanço. Já os cavacos de 1 µm apresentam a forma mais plana, muito provavelmente pela baixa espessura. Esperava-se que o cavaco da condição com avanço de 1 µ m fosse muito mais fino do que foi observado. Isso comprova a teoria de que não há formação de cavaco em todas as voltas da ferramenta de corte quando o avanço por dente é muito menor do que o raio do gume. Os autores Dornfeld, Min e Takeuchi (2006), sugerem que o avanço ideal está associado ao valor do raio do gume (rβ), porém, as propriedades da microestrutura do material também
(a) (b)
10 µm 10 µm
Figura 4. Cavacos do material sem TT com avanço por dente de 8 µm (a) e de 1 µm (b).
Quando ocorre a perda da geometria original do gume da fresa devido a avarias ou desgaste severo, o cavaco muda de forma conforme observado na Erro! Fonte de referência não encontrada.. Como os cavacos foram coletados durante todo o percurso da ferramenta, não foi possível diferenciar em qual dos pontos do percurso a coleta era realizada. Dessa forma, como no material com TT ocorreu uma rápida avaria da ferramenta a maioria dos cavacos coletados apresentou as formas irregulares e muito menores do que os comparados com o material sem TT. Além disso, nestes dois casos a coleta dos cavacos foi difícil devido ao tamanho, o que limitou o número de amostras.
(a) (b)
10 µm 2 µm
Figura 5. Cavacos do material com TT com avanço por dente de 4 µm (a) e de 8 µm (b). 3.2. Esforços de corte
Os esforços de corte são utilizados para determinar a condição do corte, ou seja, estimar o desgaste do gume. Nessas análises foram utilizados esforços de corte máximos da força ativa, ou seja, a resultante entre as componentes Fx e Fy. Na Erro! Fonte de referência não encontrada., sem o TT, observa-se que o esforço de corte aumenta com o aumento do avanço por dente para as três condições no início do corte (barras azuis). Considerou-se apenas o início do corte, pois se estima que após essa etapa a ferramenta já havia sofrido muitas avarias, sendo que dessa forma qualquer conclusão poderia ser dúbia.
Ainda considerando os esforços no material sem TT, observa-se que com avanço por dente de 1 µm os esforços de corte foram em torno da metade do esforço com avanço por dente de 4 µm, dessa forma sugere-se que com o avanço muito pequeno (1 µm), o gume não corta em todas as voltas da fresa. Isso evidencia a existência da espessura mínima de corte, pois o avanço por dente aplicado foi muito menor que o raio do gume da ferramenta.
0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 1 4 8 F o rç a a ti v a [N ]
Avanço por dente fz [µm]
Início
Meio
Fim
0,0 2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 4 8 F o rç a a ti v a [N ]
Avanço por dente fz [µm
Início
Meio
Fim
Figura 6. Esforços de corte sem e com tratamento térmico em função do avanço por dente e da posição medida ao longo do deslocamento da ferramenta.
A pressão específica de corte foi baseada na força ativa de corte calculada no início da usinagem, pois a ferramenta ainda não apresenta forte variação da geometria em função do desgaste ou avaria.
O material sem TT apresentou a forma da curva exponencial (Erro! Fonte de referência não encontrada.) corroborando com os estudos de Zanatta (2013) e Aramcharoen e Mativenga (2008).
O material com TT apresentou uma pressão específica de corte maior que o material sem TT, o que era esperado, devido a sua maior dureza.
0 10000 20000 30000 40000 50000 60000 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 P re ss ã o e sp e cí fi ca d e c o rt e [k P a ]
Avanço por dente fz [µm]
0 10000 20000 30000 40000 50000 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 P re ss ã o e sp e cí fi ca d e c o rt e [k P a ]
Avanço por dente fz [µm]
Figura 7. Pressão específica de corte medida nos materiais sem e com tratamento térmico em função do avanço por dente na posição de início do deslocamento da ferramenta.
3.3. Acabamento superficial
A Erro! Fonte de referência não encontrada. apresenta imagens dos canais no início, meio e fim do percurso da fresa no material sem TT.
No início, na entrada da ferramenta no rasgo, observam-se as marcas dos gumes no fundo do rasgo para os avanços de 4 µm e 8 µ m, obviamente mais próximos com 4 µ m do que com 8 µ m. Já para o avanço por dente de 1 µm, não é possível observar as marcas dos gumes. Observa-se no início do canal a menor formação de rebarba de ambos os lados para o avanço de 8 µ m /dente, seguido pelo o avanço de 4 µ m /dente e maior a 1 µ m/dente. As maiores rebarbas foram observadas com o avanço de 1 µ m/dente no meio do canal.
Início Meio Fim
fz= 4 µm/dente
Ensaio 01
Direção de avanço
C D C D C D
Figura 8. Imagens da superfície do canal usinado no início, meio e fim do percurso em função do avanço por dente no material sem TT. C – Concordante e D – Discordante.
A Erro! Fonte de referência não encontrada. apresenta imagens dos canais no início, meio e fim do percurso da fresa no material com TT. No início do corte, o canal está bem formado. Porém no meio e fim no lado discordante e concordante observa-se formação de rebarbas. No lado concordante observa-se material aderido, deixado pela ferramenta desgastada e soldado na lateral do canal. O mesmo foi observado por Zanatta (2013). O material com TT acelerou ainda mais o desgaste da ferramenta em relação ao material sem TT.
fz= 4 µm/dente
Ensaio 04
Início Meio Fim
Direção de avanço
C D C D C D
Figura 9. Imagens da superfície do canal usinado no início, meio e fim do percurso em função do avanço por dente no material com TT. C – Concordante e D – Discordante.
A Erro! Fonte de referência não encontrada. apresenta detalhes dos canais. A Erro! Fonte de referência não encontrada. (a) apresenta o fundo do canal usinado com marcas de sulcamento e também com deposição de material pelas passadas seguintes da ferramenta de corte. A Erro! Fonte de referência não encontrada. (b) apresenta uma análise com EDS onde muitos carbonetos (pontos brancos) são observados e a Erro! Fonte de referência não encontrada. (c) apresenta uma análise semi-quantitativa de uma partícula quebrada.
(a) (b) (c)
+ 1 Carbonetos
Figura 10. Detalhes dos canais usinados. Tabela 4 – Composição química (% peso) do ponto 1.
C O Al Si S V Cr Fe Mo W
A composição química evidencia que os pontos brancos são carbonetos e com maior aumento observa-se que são quebrados devido ao atrito entre a ferramenta de corte e o material a ser cortado. Sendo que em algumas vezes os carbonetos são quebrados e agem com um terceiro corpo, sulcando ou microcortando o material e assim prejudicando o acabamento superficial.
Os gráficos de rugosidade média quadrática Rq e máxima Rz para o material sem TT (Figura 11 (a) e (c)) e com TT (Figura 11 (b) e (d)) não apresentam diferenças significativas em função do estado do material e da variação de avanço por dente. Isso corrobora com os resultados encontrados por Zanatta (2013) que o acabamento superficial não é um bom indicador para caracterizar o fim de vida da ferramenta ou diferenciar condições de usinagem.
Figura 11 – Rugosidade média quadrática Rq e máxima Rz em três posições do percurso da ferramenta para o material sem (a) e (c) e com TT (b) e (d) em função do avanço por dente.
0 2 4 6 8 10 12 1 4 8 R u g o si d a d e R q [ µ m ]
Avanço por dente fz [µm] Início Meio Fim
0 2 4 6 8 10 12 4 8 R u g o si d a d e R q [ µ m ]
Avanço por dente fz [µm] Início Meio Fim
0 2 4 6 8 10 12 1 4 8 R u g o si d a d e R z [µ m ]
Avanço por dente fz [µm] Início Meio Fim
0 2 4 6 8 10 12 4 8 R u g o si d a d e R z [µ m ]
Avanço por dente fz [µm] Início Meio Fim
(a) (b)
(c) (d)
4. CONCLUSÃO
Por meio das análises e discussões realizadas nesse trabalho é possível concluir sob os seguintes aspectos. O TT proporcionou a redução e homogeneização do tamanho de grão do material e alterou a microestrutura de perlítica para martensítica. Os carbonetos presentes não foram alterados, permanecendo presentes nos dois estados, sem e com TT.
A presença de carbonetos acelerou muito o desgaste e avaria do gume de corte, principalmente no material com TT. Dessa forma ficou inviável a avaliação da influência do tamanho de grão sob diferentes condições de corte.
A alta concentração de carbonetos conduziu a quebra da quinta de corte das microfresas principalmente no material com TT, onde a dureza da matriz era ainda maior.
O fenômeno de espessura mínima de corte foi evidente quando observou-se a pressão específica de corte, para avanços por dente maiores que o raio do gume (4 µ m/dente e 8 µm/dente) a pressão específica de corte apresentou valores mais brandos e próximos aos encontrados na literatura. Os cavacos para o avanço de 1 µm/dente visualmente não possuem espessura 4 vezes menor que os cavacos do avanço 4 µ m/dente. Isso sugere que para avanços muito menores que o raio do gume, a ferramenta não corta o material em todas as voltas.
Apesar de não obter uma amostragem maior de cavacos, os mesmos apresentaram formatos conforme os estudos da literatura, onde para o avanço de 1 µm por dente o cavaco tem a aparência fina e plana, isso se explica pela baixa espessura de corte que está associado ao raio do gume (rβ). Porém os cavacos analisados com os avanços de 4 e
Nos estudos de usinabilidade, a rebarba pode indicar o início do desgaste do flanco, nesse estudo as rebarbas foram observadas em todos os 05 (cinco) ensaios desde o início do canal até o final, impossibilitando qualquer tipo de análise para verificar o início do desgaste da ferramenta, correlacionando com esforço de corte e rugosidade.
O sulcamento é caracterizado pelo esmagamento dos grãos, e que no avanço de 1 µ m por dente é claramente observado, essa deformação elasto-plástica faz com os carbonetos sejam arrancados do material e arrastados na trajetória do gume, agindo como uma ferramenta de corte gerando microcortes no fundo do canal.
O acabamento superficial encontrado nesse estudo foi evidenciado pelo desgaste prematuro do gume, ou seja, os valores encontrados no início do canal são maiores aos encontrados no final, fica impossível obter alguma relação para esse fenômeno, mas a diminuição dos valores de Rq e Rz no final do canal é atribuído ao arredondamento do gume. Como a geometria do gume de corte foi alterada, a passada da ferramenta caracteriza um processo de alisamento na superfície usinada.
5. AGRADECIMENTOS
Agradeço ao Instituto SENAI de Inovação em Sistemas de Manufatura por disponibilizar os equipamentos necessários para a realização desse estudo.
Agradeço a Tecnotêmpera pela dedicação e execução do tratamento térmico do material.
6. REFERÊNCIAS
Aramcharoen, A.; Mantivenga, P.T.; Yang, S.; Cooke, K.E.; Teer, D.G., 2008, “Evaluation and selection of hard coatings for micro milling of hardened tool steel”. International Journal of Machine Tools & Manufacture, v.48, p.1578–1584.
Bohler, Brasil., 2014, “Aços para trabalho a frio”. Disponível em: < http://www.bohler-brasil.com.br/br/b_672.php> . Acesso em: 26/05/2014
Dornfeld, D.; Min, S.; Takeuchi, Y., 2006, “Recent Advances in Mechanical Micromachining”. CIRP Annals -Manufacturing Technology, Amsterdam, Vol. 55, No. 2, pp. 745-768.
Uhlmann, E.; Piltz, S.; Doll, U., 1989, Machining of micro/miniature dies and moulds by electrical discharge machining - Recent development. Journal of Materials Processing Technology, v.167, p.488–493, 2005a.Bordalo, S.N., Ferziger, J.H. and Kline, S.J., “The Development of Zonal Models for Turbulence”, Proceedings of the 10th Brazilian Congress of Mechanical Engineering, Vol. 1, Rio de Janeiro, Brazil, pp. 41-44.
Zanatta, A. M., 2013, Influência de partículas de segunda fase na usinabilidade e polibilidade. São José dos Campos: ITA, 190 p. Tese (Doutorado) – Programa de Pós-Graduação em Materiais e Processos de Fabricação – Instituto Tecnológico de Aeronáutica, São José dos Campos, 2013.
7. DIREITOS AUTORAIS
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