PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Fábio Assunção Rosa
COMPARAÇÃO DO DESEMPENHO DE FERRAMENTAS DE
Si
3N
4E Al
2O
3NO TORNEAMENTO DO FERRO FUNDIDO
NODULAR AUSTEMPERADO
Fábio Assunção Rosa
COMPARAÇÃO DO DESEMPENHO DE FERRAMENTAS DE
Si
3N
4E Al
2O
3NO TORNEAMENTO DO FERRO FUNDIDO
NODULAR AUSTEMPERADO
São João Del Rei,
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del-Rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica Área de Concentração: Materiais e Processos de Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Kurt Strecker
Dedico este a trabalho aos meus pais, José Lazaro e Isilene Rosa, e a minha noiva, Michelle Andrade, pelo apoio e incentivo durante esta caminhada.
Agradecimentos
Agradeço primeiramente a Deus que concedeu saúde e força para prosseguir nesta longa caminhada superando todas as dificuldades.
Aos meus pais, José Lazaro e Isilene Rosa, meus irmãos, Bruno Rosa e Lucas Rosa, que sempre me apoiaram durante o desenvolvimento deste trabalho.
Agradeço também a minha noiva, Michelle Andrade, pelo amor incondicional, pela compreensão nos momentos de ausência e por compartilhar os momentos de alegria e frustração durante o mestrado.
Ao professor Dr. Kurt Strecker, orientador desta pesquisa, por acreditar no meu trabalho, pelo conhecimento compartilhado e pelo comprometimento com este trabalho.
Em especial, ao professor e amigo Dr. Durval Uchôas, co-orientador desta pesquisa, pelos ensinamentos, paciência e disponibilidade em ajudar durante todo mestrado.
Aos professores do PPMEC, Frederico Ozanan Neves, Lincoln Cardoso Brandão, Roseli Marins Balestra e Artur Mariano de Sousa Malafaia pelo conhecimento transmitido e orientações ao longo do mestrado.
Aos companheiros de mestrado Carlos Augusto, Guilherme Germano, Emilio Dias, Carlos Carvalho, Juliano Oliveira e Philipe Pacheco pela amizade e contribuições para realização deste trabalho.
Ao técnico Camilo Lelis pelo auxílio na condução dos experimentos de torneamento e pelas dicas e sugestões, que muito agregaram nessa pesquisa.
Ao técnico Emilio Dias pela colaboração nos ensaios de caracterização do material.
A Sandvik, na pessoa de Aldeci Santos, pela doação das ferramentas de usinagem utilizadas neste trabalho.
Ao amigo Elifas Silva pela doação dos corpos de prova e auxílio na caracterização dos mesmos.
Enfim, agradeço a todos que contribuíram direta ou indiretamente para realização deste trabalho.
Resumo
“É muito melhor lançar-se em busca de conquistas grandiosas, mesmo expondo-se ao fracasso, do que alinhar-se com os pobres de espírito, que nem gozam muito nem sofrem muito, porque vivem numa penumbra cinzenta, onde não conhecem nem vitória, nem derrota.” (Theodore Roosevelt).”
Resumo
A especificação de ferramentas de usinagem, além de associar aspectos relacionados com a evolução tecnológica quanto aos seus materiais, projetos, texturas, também está relacionada à produtividade, redução de custos e com a qualidade dos produtos fabricados. Esta pesquisa teve por objetivo avaliar o desempenho de duas ferramentas cerâmicas, sendo uma a base de alumina e a outra de nitreto de silício puro, no torneamento longitudinal do ferro fundido nodular austemperado. Para os experimentos, utilizou-se um planejamento aleatorizado por níveis, modelo de efeito fixo, para dois níveis das variáveis de influência do processo, como o avanço da ferramenta (f) e a velocidade de corte (Vc). Na primeira fase, as variáveis de respostas foram os esforços de usinagem, representados pela força de corte (Fc), força de avanço (Ff) e força passiva (Fp), e também, a rugosidade média (Ra) e a rugosidade máxima (Rz), avaliados na condição da ferramenta nova. Como principal resultado desta fase, destaca-se que a ferramenta a base de alumina apresentou menores esforços de usinagem, independente da condição de corte, enquanto que a ferramenta de nitreto de silício puro apresentou as menores rugosidades. Dando continuidade aos experimentos, optou-se por avaliar a integridade das superfícies das ferramentas nos níveis máximos de avanço da ferramenta e velocidade de corte, avaliando a rugosidade da peça usinada e o desgaste e/ ou avaria da ferramenta para um comprimento de corte total de 256 metros. A ferramenta a base de alumina apresentou maior resistência ao desgaste, no entanto, em alguns ensaios, a mesma apresentou lascamento e quebra da aresta de corte no comprimento de corte de 34 metros. Como a ferramenta a base de alumina apresentou maior resistência ao desgaste, os valores de rugosidades não sofreram grandes alterações em função do mesmo. No entanto, os valores de rugosidade, utilizando-se ferramenta de nitreto de silício puro, sofreram forte influência do desgaste da ferramenta, alterando seus valores ao longo do processo.
Palavras-chaves: ferramentas cerâmicas, esforços de usinagem, rugosidade,
Abstract
The machining tools specification, in addition to associate aspects of technological evolution as its materials, designs and textures, is also related to productivity, cost reduction and the quality of manufactured products. This research aimed to evaluate the performance of two ceramic tools, alumina- and pure silicon nitride-based, in longitudinal turning of austempering nodular cast iron. In the experiments, we used a randomized planning per levels, fixed effect model, for two levels of the influence variables of the process such as the tool feeding (f) and the cutting speed (Vc). At this phase, the response variables were the machining efforts, represented by the cutting force (Fc), feed force (Ff) and passive force (Fp), and also, the average roughness (Ra) and the maximum roughness (Rz) assessed in the condition of the new tool. The main result of this first phase, it is emphasized that the alumina-based tool presented less machining effort, regardless of cutting condition, while pure silicon nitride tool had the lowest roughness. Continuing the experiments, we chose to evaluate the integrity of the surfaces of the tools at optimum levels of tool feed and cutting speed by evaluating the roughness of the machined part and the wear and tear and/or damage of the tool for a total cutting length of 256 meters. The alumina-based tool showed higher wear and tear resistance, however, in some tests, it showed chipping and breakage of the cutting edge on the cutting length of 34 meters. Since the alumina-based tool showed higher wear and tear resistance, the roughness values did not suffer considerable changes as a result of it. However, the roughness values when used the pure silicon nitride tool have been strongly influenced due to wear and tear of the tool, changing their values throughout the process.
Lista de Figuras
Figura 2.1. Morfologia da grafita do ferro fundido nodular (Fonte: GUESSER, 2002).
... 23
Figura 2.2. Ciclo térmico esquemático do processo de austêmpera de ferro fundido nodular (Fonte HAYRYNEN, 2002). ... 24
Figura 2.3. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado, com ataque de nital 5%, conforme a norma ASTM-897 (Fonte: HAYRYNEN, 2002). ... 25
Figura 2.4. o braço de suspensão de um trator hidráulico fabricada em ADI (Fonte: NICOL, 2008). ... 27
Figura 2.5. Operação de torneamento. ... 29
Figura 2.6. Grandezas do processo de usinagem por torneamento (Fonte: PEREIRA 2010). ... 29
Figura 2.7. Parâmetros de corte e superfícies em torneamento cilíndrico externo (Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970). ... 30
Figura 2.8. Força de usinagem e suas diversas componentes na operação de torneamento (Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970). ... 32
Figura 2.9. Seção de corte no processo de torneamento (Fonte: FERRARESI, 1970). ... 33
Figura 2.10. Influência da velocidade corte nas forças de avanço e de profundidade (Fonte: DINIZ, MARCONDEZ e COPPINI, 2013). ... 37
Figura 2.11. Classificação da integridade superficial (adaptado de MACHADO et al., 2015). ... 38
Figura 2.12. Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013). ... 39
Figura 2.13. Prfil da Rugosidade média (Ra) (Fonte: AGOSTINHO, RODRIGUES e LIRANI, 2004). ... 40
Figura 2.14. Divisão de materiais cerâmicos para ferramentas de corte (Fonte: adaptado de MUNDO DA USINAGEM SANDVIK, 2002). ... 43
Figura 2.15. Desgaste de flanco (Fonte: SANDVIK, 2012). ... 46
Figura 2.16. Desgaste de entalhe (Fonte: SANDVIK, 2012). ... 46
Figura 2.17. Desgaste de cratera (Fonte: SANDVIK, 2012). ... 47
Figura 2.19. Ferramenta de corte quebrada. (Fonte: SANDVIK, 2012). ... 48
Figura 2.20. Principais fatores causadores de desgastes em ferramentas de corte (Fonte: MACHADO e DA SILVA, 2004). ... 49
Figura 2.21. Regiões onde são medidos os desgastes em ferramentas de usinagem. (Fonte: adaptado de ISO 3685, 1993). ... 51
Figura 2.22. Figura 2.12 - Formas de cavaco produzidos na usinagem dos metais (ISO, 1993 apud MACHADO et al,. 2013). ... 52
Figura 2.23. Efeito do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos (SMITH, 1989, apud MACHADO e DA SILVA, 2004). ... 53
Figura 3.1. Representação dos corpos de prova. ... 55
Figura 3.2. (a) Máquina EMIC, Modelo DL10000; (b) Microscópio Olympus BX51 ... 56
Figura 3.3. (a) Equipamento para ensaio de dureza da marca Wolpert; (b) Corpo de prova ensaio de dureza. ... 57
Figura 3.4. Centro de torneamento Romi GL 240M. ... 57
Figura 3.5. (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A e (c) Software kistler DynoWare. ... 58
Figura 3.6. (a) Rugosímetro surftest SJ-400 Mitutoyo; (b) Microscópio Mitutoyo TM-500 com câmera Moticam 2300. ... 59
Figura 3.7. Microscópio eletrônico de varreduraTM 3000 Hitachi. ... 59
Figura 3.8. (a) Ferramentas de usinagem; (b) Porta ferramentas. ... 60
Figura 3.9. Porta-ferramentas e dinamômetro montados na torre do centro de torneamento. ... 61
Figura 3.10. (a) corpo de prova utilizado nos ensaios para avaliação dos desgastes; (b) Rugosímetro montado na torre do centro de torneamento. ... 64
Figura 4.1. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado com ataque de Nital a 2%. ... 65
Figura 4.2. Corpos de prova de ferro fundido nodular austemperado após ensaio de tração. ... 66
Figura 4.3. Força de corte média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ... 69
Figura 4.4. Força de corte média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ... 69
Figura 4.5. Força de avanço média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ... 71
Figura 4.7. Força passiva média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ... 73
Figura 4.8. Força passiva média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ... 73
Figura 4.9. Rugosidade média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ... 75
Figura 4.10. Rugosidade média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ... 76
Figura 4.11. Rugosidade máxima obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ... 78
Figura 4.12. Rugosidade máxima obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ... 78
Figura 4.13. Morfologia dos cavacos obtidos nos ensaios de torneamento com a ferramenta de corte 1 (nitreto de silício). ... 80
Figura 4.14. Morfologia dos cavacos obtidos nos ensaios de torneamento com a ferramenta de corte 2 (Alumina). ... 81
Figura 4.15. Desgastes de flanco e de entalhe na superfície de folga da ferramenta F1 (nitreto de silício). ... 82
Figura 4.16. Desgastes de flanco e de entalhe na superfície de folga da ferramenta F2 (alumina). ... 83
Figura 4.17. Superfície de saída ferramenta F1 (nitreto de silício). ... 84
Figura 4.18. Superfície de saída ferramenta F2 (alumina). ... 84
Figura 4.19. Evolução do desgaste de flanco... 85
Figura 4.20. Evolução do desgaste de entalhe. ... 86
Figura 4.21. Rugosidade média em função do comprimento de corte. ... 86
Figura 4.22. Rugosidade máxima em função do comprimento de corte. ... 87
Figura 4.23. Desgaste da aresta corte da ferramenta F1. ... 89
Figura 4.24. Desgaste da aresta corte da ferramenta F2. ... 90
Figura 4.25. Avarias ocorridas na aresta de corte das ferramentas de corte a base de alumina. ... 91
Lista de Tabelas
Tabela 2. 1. Propriedades de diferentes classes do ferro fundido nodular
austemperado segundo a Norma ASTM (Fonte: HAYRYNEN, 2002). ... 26
Tabela 3.1. Composição química (% em massa), fornecida pela Metalúrgica Soares, do ferro fundido nodular austemperado utilizado nos ensaios. ... 54
Tabela 3.2. Fatores de controle e níveis adotados. ... 61
Tabela 3.3. Variáveis de resposta estudadas no experimento de torneamento. ... 62
Tabela 4.1. . Análise de variância para avaliação da homogeneidade da dureza dos corpos de prova. ... 66
Tabela 4.2. Analise de variância para a Força de corte (Fc). ... 67
Tabela 4.3. Analise de variância para a Força de avanço (Ff). ... 70
Tabela 4.4. Analise de variância para a Força passiva (Fp). ... 72
Tabela 4.5. Analise de variância para Rugosidade média (Ra)... 74
Listas de Abreviaturas e símbolos
Mg – Magnésio Ce – Cério Cu – Cobre Ni – Níquel Mo – Molibidênioχr – Ângulo de posição da aresta principal de corte [°]
ap – Profundidade de corte [mm] f – Avanço [mm/rot]
b – Largura de usinagem [mm] h – Espessura de corte [mm] Vc – Velocidade de corte [m/min] Vf – Velocidade de avanço [mm/min] Fu – Força de usinagem [N]
Fa – Força ativa [N] Fp – Força passiva [N] Fc – Força de corte [N] Ff – Força de avanço [N]
Ks – Pressão específica de corte [N/mm2
] A – Área da seção transversal de corte [mm2
] Ks1 – Constante de cada material
Z – Constante de cada material τr - Tensão de ruptura
λs – Ângulo de inclinação da aresta de corte [°] Ra – Rugosidade média [µm]
rε – Raio de ponta da ferramenta de corte [mm]
RtT – Rugosidade teórica total [mm]
Al2O3 – Óxido de alumínio ou alumina
Si3N4 – Nitreto de silício
Y2O3 – Óxido de ítrio
MgO – Óxido de Magnésio TiN – Nitreto de titânio TiC – Carboneto de titânio ADI - Austempered Ductile Iron
ISO - International Organization for Standardization KT – Profundidade de cratera [µm]
KB – Largura de cratera [µm]
KM - Distância do centro da cratera a aresta de corte [µm] VB – Desgaste de flanco [µm]
VBN e VBC – Desgastes de entalhe [µm]
ASTM – American Society for Testing and Materials HRC – Hardness Rockwell C
MEV – Microscópio Eletrônico de Varredura
ANOVA – Analysis of Variance (Análise de Variância) MPa – MegaPascal
Fcalc – Valor calculado para distribuição de Fisher Ftab – Valor tabelado para distribuição de Fisher GL – Grau de liberdade
F1 – Ferramenta de corte 1 F2 – Ferramenta de corte 2 Lc – Comprimento de corte [m]
ASTM - American Society for Testing and Materials (Sociedade Americana para Testes e Materiais)
Sumário
CAPÍTULO 1 ... 19 INTRODUÇÃO ... 19 CAPÍTULO 2 ... 22 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 22 2.1 Ferro Fundido ... 222.1.1 Ferro Fundido Nodular Austemperado ... 23
2.2 Processo de Usinagem por Torneamento ... 28
2.3 Esforços de Usinagem ... 30
2.3.1 Força de corte ... 32
2.3.2 Força de avanço e Força Passiva ... 36
2.4 Integridade Superficial ... 37
2.4.1 Rugosidade ... 38
2.5 Ferramentas de Usinagem ... 41
2.5.1 Ferramentas Cerâmicas ... 42
2.6 Desgastes e Avarias em Ferramentas de Usinagem ... 44
2.6.1 Tipos de Desgastes e Avarias ... 45
2.6.2 Mecanismos Causadores de Desgaste em Ferramentas de Corte ... 48
2.6.3 Medição dos Desgastes de Ferramentas ... 50
2.7 Mecanismos de Formação de Cavaco ... 51
CAPÍTULO 3 ... 54
MATERIAIS E MÉTODOS ... 54
3.1 Material... 54
3.2 Caracterização dos Corpos de Prova ... 55
3.3 Equipamentos Utilizados nos Experimentos de Torneamento ... 57
3.5 Metodologia ... 60 CAPÍTULO 4 ... 65 RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 65 4.1 Caracterização do Material ... 65 3.1.1 Análise Metalográfica ... 65 4.1.2 Ensaio de Tração ... 65 4.1.3 Ensaios de Dureza ... 66 4.2 Esforços de Usinagem ... 67 4.2.1 Força de Corte ... 67 4.2.2 Força de Avanço ... 69 4.2.3 Força Passiva ... 71 4.3 Rugosidade ... 73
4.3.1 Rugosidade Média (Ra) ... 73
4.3.2 Rugosidade Máxima (Rz) ... 76
4.4 Análise dos Cavacos ... 78
4.5 Avaliação dos desgastes/avarias ... 81
CAPÍTULO 5 ... 92
CONCLUSÕES ... 92
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
O ferro fundido nodular austemperado é uma classe de ferro fundido que vem ganhando espaço no setor industrial devido as suas propriedades mecânicas. Os primeiros experimentos realizados com ferro fundido nodular austemperado, mas conhecido como ADI, da sigla em inglês (Austempered Ductile Iron), foram publicados nos anos 60 pela International Harvester (produtores de máquinas agrícolas e veículos).
Segundo Franco (2010), o ADI apresenta elevada resistência mecânica, superior a dos aços carbonos e forjados, ductilidade inferior a dos aços, mas muito superior às demais classe de ferros fundidos. Para Meena e Mansori (2011) estas propriedades conferidas ao ferro fundido nodular após austêmpera estão fazendo com que diversas peças produzidas anteriormente por aços forjados e outras classes de ferro fundido sejam produzidos em ADI.
A principal limitação técnica do ferro fundido nodular austemperado é atribuída a sua usinabilidade relativamente baixa. De acordo com Katuku et al., (2010), os componentes e peças fabricados de ADI são geralmente pré-usinados antes do tratamento térmico de austêmpera e somente após tratamento térmico é realizado o acabamento. A usinagem do ADI após o tratamento de austêmpera é altamente desejável, porque pode economizar tempo e reduzir os custos de usinagem.
A principal dificuldade da usinagem do ferro fundido nodular austemperado está na sua elevada dureza e na sua microestrutura, pois, devido à presença de austenita com alto teor de carbono, ao sofrer deformação durante a usinagem a mesma se transforma em martensita (MEENA e MANSORI, 2011). No entanto, atualmente o desenvolvimento de ferramentas com elevadas resistências permite a usinagem de materiais com elevadas durezas. Materiais cerâmicos e o nitreto cúbico de boro (CBN) estão sendo empregados na indústria em usinagem de materiais endurecidos como o ADI devido suas propriedades, como elevada dureza à quente e resistência ao desgaste.
Ferramentas de usinagem fabricadas de metal duro, cerâmica e CBN são largamente utilizadas na usinagem do ferro fundido. Quando comparados com outros tipos de materiais para ferramentas, todos apresentam bons tempos de vida,
mesmo utilizando maiores velocidades, avanços e profundidade de corte (XAVIER, 2003).
O material cerâmico é considerado ferramenta de usinagem desde a década de 1950, quando as primeiras ferramentas foram utilizadas, mas só passou a ser um material com uma porcentagem não desprezível do mercado de ferramentas de usinagem na década de 80, depois dos desenvolvimentos conseguidos no campo das propriedades de cerâmica (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
A baixa tenacidade, propriedade inerente aos insertos cerâmicos, é o motivo pelo qual as ferramentas cerâmicas não fazem parte do mercado há mais tempo. No entanto, nos últimos anos, grandes esforços, em se tratando de pesquisas, têm sido feitos com o objetivo de aumentar a tenacidade de insertos cerâmicos e bons resultados tem sido obtidos.
A classe de ferramentas de usinagem confeccionadas a base de materiais cerâmicos é formada por várias classes de pastilhas, as quais estão divididas em dois grandes grupos em função do material empregado como matriz, que são o óxido de alumínio ou alumina (Al2O3) e o nitreto de silício (Si3N4) que diferem entre si
de acordo com suas características e propriedades.
Dentro deste contexto, o objetivo geral desta pesquisa é comparar o desempenho de ferramentas cerâmicas, sendo uma de nitreto de silício (Si3N4) puro
e a outra com matriz e a base de alumina (Al2O3), no torneamento do ferro fundido
nodular austemperado. Para efeito de comparação, serão estudadas as influências de parâmetros de corte como, velocidade de corte, em dois níveis, e avanço, também em dois níveis, nos esforços de usinagem e rugosidade superficial da peça usinada. Também serão estudados, para condições de corte fixas, os desgastes/avarias das ferramentas de corte em função do comprimento de corte.
O trabalho está dividido da seguinte forma:
Capítulo 1: Introdução.
Capítulo 2: Revisão Bibliográfica contendo tópicos essenciais à compreensão do assunto, entre os quais: ferro fundido nodular austemperado, processo de usinagem por torneamento, esforços de usinagem, força de corte, força de avanço e força passiva, integridade superficial, rugosidade, ferramentas de usinagem, ferramentas cerâmicas, desgastes e avarias em ferramentas de usinagem, mecanismos causadores de desgastes em ferramentas de usinagem e mecanismos de formação de cavaco..
Capítulo 3: Materiais e métodos. São descritos, materiais, ferramentas e máquinas utilizadas; técnicas estatísticas adotadas, variáveis de controle e de resposta e métodos de medição e controle de tais variáveis;
Capítulo 4: Resultados e discussões. São apresentados os resultados obtidos através de ANOVAs e gráficos, bem como discussões descritivas baseadas na revisão bibliográfica.
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Ferro Fundido
Considera-se ferro fundido a liga ferrosa ternária composta, principalmente, por ferro, carbono e silício, sendo que, o teor de carbono presente nesta liga está acima de, aproximadamente, 2% e a quantidade de silício pode variar de 1 a 3% (GUESSER, 2009). Os diversos elementos de liga constituintes dos ferros fundidos podem proporcionar ao mesmo, diversas propriedades mecânicas e, devido a tal fato, juntamente com os aços, os ferros fundidos são os materiais mais utilizados na indústria metal-mecânica.
As distribuições dos constituintes microestruturais dos ferros fundidos estão diretamente relacionadas com suas propriedades mecânicas, tais como resistência, ductilidade e módulo de elasticidade. Constituintes microestruturais também exercem influência em propriedades físicas como condutividade térmica e capacidade de amortecimento, sendo a presença de grafita pura a característica microestrutural de efeito mais significante em tais propriedades.
Comparado com os aços, os ferros fundidos apresentam como principal vantagem às baixas temperaturas de fusão, necessitando assim de um menor consumo de energia no processo de fundição, além de apresentarem boa usinabilidade e propriedades mecânicas bem definidas.
Segundo Guesser (2009), os ferros fundidos são classificados como: cinzento, nodular, maleável, vermicular e branco. Tal classificação é feita de acordo com a forma da grafita (nodular ou vermicular), com relação ao aspecto da fratura (cinzento ou branco) e de acordo com alguma propriedade mecânica relevante, como no caso do ferro fundido maleável.
O ferro fundido nodular tem como principal característica a boa ductilidade, e, por isso, também é chamado de ferro fundido dúctil. Ele recebe este nome por apresentar a grafita em forma de nódulos ou esferas. Sua microestrutura, representada na Figura 2.1, ocorre devido a um tratamento feito ainda no estado líquido, onde ocorre a adição de magnésio (Mg) e/ou cério (Ce) que são capazes de modificar a forma e o crescimento da grafita.
Figura 2.1. Morfologia da grafita do ferro fundido nodular (Fonte: GUESSER, 2002).
De acordo com Chiaverini (2005), os ferros fundidos nodulares possuem como principais características a elevada dureza, ductilidade razoável em se tratando de um ferro fundido, excelente resistência e boa usinabilidade. Seu grande destaque está no limite de escoamento que é superior quando comparado com o ferro fundido cinzento e alguns aços-carbono comuns.
Devido ao conjunto de propriedades mecânicas, o ferro fundido nodular tem sido aplicado na fabricação de virabrequins, carcaças de bombas, válvulas, articulações de direção, sistemas estruturais, etc. (TOKTAS, TAYANÇ e TOKTAS; 2006).
2.1.1 Ferro Fundido Nodular Austemperado
O ferro fundido nodular austemperado, mais conhecido como ADI (Austempered Ductile Iron), é uma classe de ferro fundido obtida através do tratamento térmico de austêmpera realizado em um ferro fundido nodular convencional. Sua composição química é similar a um ferro fundido nodular convencional, sendo habitual inserir os elementos Cu, Ni e Mo, individualmente ou combinados, em peças fabricadas com espessuras maiores de 12 mm para fornecer temperabilidade da liga (DIAS, 2006).
A Figura 2.2 mostra o ciclo do tratamento térmico de austêmpera realizado para obtenção do ferro fundido nodular austemperado. No trecho AB a peça é
aquecida acima da temperatura crítica de austenitização, sendo que, esta temperatura pode variar de acordo com a composição química da liga, ficando entre 825 a 950°C. Para transformar a matriz em austenita e saturá-la de carbono até o teor de equilíbrio, a peça é mantida isotermicamente (trecho BC) em um intervalo de tempo que pode durar de 1 hora a 2,5 horas. Em seguida, no trecho CD, a peça é resfriada bruscamente até a temperatura de austêmpera, que fica em torno de 230 a 400°C, para evitar a formação de perlita ou qualquer estrutura indesejável. No trecho DE, a peça é mantida isotermicamente na temperatura de austêmpera e, durante este estágio, ocorre à transformação da austenita em plaquetas de ferrita acicular e austenita de alto carbono. Por fim, no trecho EF, a peça é resfriada até a temperatura ambiente antes do início da reação bainítica.
Figura 2.2. Ciclo térmico esquemático do processo de austêmpera de ferro fundido nodular (Fonte HAYRYNEN, 2002).
O tempo de austêmpera é um fator de extrema importância para obtenção de uma estrutura adequada do ferro fundido nodular austemperado. Se o tempo de austêmpera for muito curto, não ocorre o enriquecimento com carbono da matriz ausferrita, caso contrário, se o tempo de austêmpera for muito longo, estruturas bainíticas surgem na microestrutura do material (KLOCKE, ARFT e LUNG 2010).
A Figura 2.3 ilustra a microestrutura ausferrítica de um ferro fundido nodular austemeprado obtido através de um tratamento de austêmpera a 370 °C. É possível observar através da imagem uma ausferrita grosseira, composta aproximadamente
de 60% de ferrita acicular (região escura) e 40% de austenita de alto carbono (região clara).
Figura 2.3. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado, com ataque de nital 5%, conforme a norma ASTM-897 (Fonte: HAYRYNEN, 2002).
Nos anos 60, a Indústria produtora de máquinas agrícolas e veículos, International Harvester, publicaram os primeiros experimentos realizados com o ferro fundido nodular austemperado. Franco (2010) relata que o ADI apresenta resistência mecânica superior a dos aços carbonos e forjados e possui ductilidade muito superior as demais classes de ferro fundido, no entanto sua ductilidade é inferior a os aços.
Segundo Keough e Hayrynem (2000), o ferro fundido nodular austemperado chega a ser 10% menos denso que o aço, tal característica aliada a sua elevada resistência pode torná-lo competitivo até com ligas mais leves, levando-se em conta sua relação peso/resistência. O ADI possui limite de escoamento cerca de três vezes maior que o melhor alumínio forjado ou fundido. Seu custo de peso se comparado com o aço, chega a ser 20% menor e se, comparado com o custo de peso do alumínio, seu valor chega a ser 50% mais baixo. Segundo Cakir e Isik (2008), diversas pesquisas relacionadas a usinabilidade do ADI tem sido feitas
devido a sua alta resistência e dureza. A Tabela 2. 11 mostra algumas propriedades, segundo a norma ASTM, para diferentes classes de ADI.
Tabela 2. 1. Propriedades de diferentes classes do ferro fundido nodular austemperado segundo a Norma ASTM (Fonte: HAYRYNEN, 2002). Classe Limite de resistência (Mpa) Limite de escoamento (Mpa) Alongament o (%) Energia de impacto (J) Dureza (HB) 1 850 550 10 100 269 - 321 2 1050 700 7 80 302 - 363 3 1200 850 4 60 341 - 477 4 1400 1100 1 35 366 - 477 5 1600 1300 N/A N/A 444 - 555
Diversas peças, antes produzidas por aços forjados e outras classes de ferro fundido, estão sendo produzidas de ADI devido à melhora de suas propriedades mecânicas após o tratamento de austêmpera (MEENA E MANSORI, 2011). No entanto, o ferro fundido nodular austemperado tem na usinabilidade relativamente baixa uma das suas principais limitações.
O ferro fundido nodular austemperado possui vasta utilização, desde a indústria automotiva, ferroviária e bélica até em equipamentos para mineração e terraplanagem. Rodas para locomotivas, vagões, acoplamentos de sapatas de freio, peças de desgaste para máquinas de mineração, suspensão, virabrequins, eixo-comando de válvulas, bielas, engrenagens, componentes do sistema de suspensão e suportes de molas de caminhões são alguns exemplos de aplicação do ADI. A Figura 2.4 exemplifica o braço de suspensão de um trator hidráulico fabricada em ADI. Esse componente é desenvolvido no centro de desenvolvimento de peças da Fiat na Irlanda (NICOL, 2008).
Figura 2.4. Braço de suspensão de um trator hidráulico fabricada em ADI (Fonte: NICOL, 2008).
Geralmente, é feito um processo de pré-usinagem do ADI antes dos componentes passarem pelo processo de austêmpera e somente depois do tratamento térmico é realizado o processo de acabamento (KATUKU, KOURSARIS e SIGALAS 2010). Para economizar tempo e reduzir custos de usinagem, a usinagem do ferro fundido nodular austemperado após o processo de austêmpera é altamente desejável.
A principal dificuldade da usinagem do ferro fundido nodular austemperado está na sua elevada dureza e na sua microestrutura, pois, devido à presença de austenita com alto teor de carbono, ao sofrer deformação durante a usinagem a mesma se transforma em martensita (MEENA e MANSORI, 2011). Segundo Guesser (2009), é comum as ferramentas de usinagem apresentarem desgaste de cratera na usinagem do ADI, fato que pode levar a quebra das mesmas.
As principais pesquisas relacionadas ao ferro fundido nodular austemperado são voltadas para a área de metalurgia e materiais, onde são estudados a influência da microestrutura, composição química, temperatura e tempo de austêmpera nas propriedades físicas e mecânicas do material. Poucos são os trabalhos encontrados na literatura a respeito do estudo da usinagem do ADI.
Katuku, Koursaris e Sigalas (2009) comprovaram através de estudos feitos no torneamento do ferro fundido nodular austemperado utilizando ferramentas de corte de PCBN (Nitreto Cúbico de Boro Policristalino), em operação de acabamento e
para diferentes velocidades de corte que, o desgaste de flanco e o desgaste de cratera foram predominantes dentro da faixa de velocidades estudadas.
Considerando os esforços de usinagem como parâmetro, em pesquisa realizada sobre a usinabilidade do ferro fundido nodular austemperado no processo de furação para diferentes velocidades de corte e avanços, Barbosa et al., (2010), concluíram que a grande dificuldade na usinagem deste material está relacionada a sua elevada dureza, proporcionada pelo tratamento térmico de austêmpera.
No estudo do ferro fundido nodular austemperado em torneamento, utilizando ferramentas de usinagem de metal duro, diferentes velocidades de corte e avanço, foi constatado por Silva (2013) que, tanto o avanço da ferramenta quanto a velocidade de corte influenciam na força de corte, força de avanço e rugosidade do ADI.
2.2 Processo de Usinagem por Torneamento
Processos de fabricação por geração de superfícies através da retirada de material, conferindo forma e dimensão a peça exemplifica, de forma clara, o processo de usinagem. Uma definição clássica do processo de usinagem é feita por Ferraresi (1970), onde a operação de usinagem corresponde a todo processo que produz cavaco ao conferir a peça a forma, a dimensão ou acabamento, ou quaisquer combinações destes três itens.
Atualmente, as operações de usinagem representam a maior classe de operações de manufatura, sendo o torneamento o processo de remoção de material mais comumente empregado (KAWI, 2011). A operação de torneamento, ver Figura 2.5, pode ser caracterizado como o processo no qual o material a ser cortado é preso ao mandril de um torno e rotacionado, enquanto a ferramenta fixa rigidamente em um porta-ferramenta move-se em um plano que contém o eixo de rotação da peça (SHAW, 2005).
Figura 2.5. Operação de torneamento.
No processo de torneamento existem grandezas que exercem influência direta no resultado final do processo. A Figura 2.6 ilustra algumas dessas grandezas do processo de torneamento observadas no plano de referência da ferramenta.
Figura 2.6. Grandezas do processo de usinagem por torneamento (Fonte: PEREIRA 2010).
O ângulo de posição da aresta principal de corte (χr) é o ângulo entre a aresta
principal de corte em graus (°) e a direção de avanço medido no plano de referência da ferramenta; a profundidade de corte (ap) é a profundidade ou largura de penetração da ferramenta em relação à peça em mm; o avanço (f) é o percurso de avanço em cada volta da ferramenta em mm/rotação (mm/rot); a largura de
usinagem (b) é a largura calculada da secção transversal de corte em milímetros (mm), sendo idêntica ao comprimento efetivo da aresta de corte; a espessura de corte (h) é a espessura calculada da seção transversal de corte em milímetros.
No processo de torneamento as variáveis de resposta estão diretamente relacionadas com as variáveis de entrada. O material da peça a ser usinado, o material e geometria da aresta de corte da ferramenta de usinagem, a velocidade de corte (Vc), a profundidade de corte (ap) e velocidade de avanço (Vf) são as principais variáveis de entrada do processo. Como principais variáveis de resposta têm-se os esforços de usinagem (força de corte, força de avanço e força passiva), rugosidade superficial da peça e a forma e dimensões do cavaco.
Velocidade de corte (Vc), avanço (f) e profundidade de corte (ap) são variáveis de entrada também conhecidas como parâmetros de corte do processo. Os parâmetros de corte são as variáveis que maior influência exercem nas variáveis de resposta. Diniz, Marcondes e Coppini (2013) definem a velocidade de Corte (Vc) sendo a velocidade tangencial instantânea resultante da rotação da ferramenta em torno da peça. A Figura 2.7 mostra os parâmetros de corte no processo de torneamento cilíndrico externo.
Figura 2.7. Parâmetros de corte e superfícies em torneamento cilíndrico externo (Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970).
De acordo com Amorim (2002) e com Trent e Wright (2000), parâmetros do processo de usinagem como potência requerida para o projeto de máquinas operatrizes e suportes de fixação de ferramentas de usinagem podem ser determinados através das forças de usinagem envolvidas no processo. Rodrigues et
al., (2007), relatam que o índice de usinabilidade pode ser representado por meio
das grandezas dos esforços de usinagem.
Para Diniz, Marcondes e Coppini (2013) a potência necessária para o corte, a capacidade de obtenção de tolerâncias apertadas, a temperatura de corte e o desgaste da ferramenta são fatores afetados diretamente pelos esforços de usinagem. Sendo assim, o conhecimento do comportamento e da ordem de grandeza dos esforços de usinagem é de suma importância no processo de usinagem por torneamento.
No processo de usinagem por torneamento a ação da peça sobre a ferramenta de corte geram as forças de usinagem. A força resultante que atua sobre a cunha cortante da ferramenta durante este processo é chamada força de usinagem (Fu). No entanto, é extremamente difícil medir a força de usinagem e conhecer as influências de diversos parâmetros no seu valor, devido ao fato de sua direção e seu sentido serem desconhecidos. Dessa forma, no lugar de se trabalhar com a força de usinagem, trabalha-se com suas componentes, segundo diversas direções conhecidas.
Segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2013), para melhor compreensão e entendimento, a força de usinagem (Fu) é decomposta, inicialmente em duas componentes, a força ativa (Fa) que está no plano de trabalho e a componente perpendicular ao plano de trabalho, chamada força passiva (Fp). A força ativa, por sua vez, é decomposta na força de corte (Fc) e na força de avanço (Ff). Na Figura 2.8 é possível enxergar a força de usinagem e suas diversas componentes na operação de torneamento.
Figura 2.8. Força de usinagem e suas diversas componentes na operação de torneamento (Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970).
2.3.1 Força de corte
A força de corte (Fc), também conhecida como força principal, é a projeção da força de usinagem (Fu) sobre a direção de corte. A estimativa de projeto envolvendo a potência das máquinas operatrizes, do suporte de fixação da ferramenta de corte e rigidez adequada da máquina, é feita através de um prévio conhecimento da força de corte (TRENT e WRIGHT 2000, ZERBETTO, PEIXOTO e BARROS, 2015).
Dentre os esforços de usinagem, normalmente, a força de corte possuí o maior valor em relação às demais componentes. Uma forma bem simples de se calcular a força de corte pode ser feita de acordo com a Equação 1, descrita por Ferraresi (1970), Stemmer (1989) e Diniz, Marcondes e Coppini. (2013).
Fc = Ks * A (1)
Onde:
Ks: pressão específica de corte, isto é, a força de corte para a unidade de área da
seção de corte [N/mm²];
A: área da seção transversal de corte [mm2], definida pela Equação 2.
Onde:
b: comprimento de corte [mm]; h: espessura de corte [mm].
O cálculo do comprimento de corte (b) e da espessura de corte (h) são definidos, respectivamente, pela Equação 3 e pela Equação 4.
b = ap / sen (χr) (3)
e
ap = f * sen (χr) (4)
A Figura 2.9 exemplifica como são definido os valores do comprimento de corte (b) e da espessura de corte (h) na seção de corte no processo de torneamento.
Figura 2.9. Seção de corte no processo de torneamento (Fonte: FERRARESI, 1970).
Amorim (2002) cita que a fórmula mais aceita e precisa para calcular a pressão específica de corte (Ks) é obtida através de medições diretas das forças de corte. De acordo com essa fórmula, a pressão específica de corte está em função da espessura de corte (h). Sendo assim, o aumento da pressão específica de corte (Ks)
com a diminuição da espessura de corte (h) é uma propriedade geral e que é válida para todas as operações de usinagem. A Equação 5 mostra a equação proposta.
Ks = Ks1 / hz = Ks1 * h-z (5)
Onde:
Ks1 e z: constantes determinadas para cada tipo de material.
No lugar de tabelar os valores de Ks1 e z, o valor de Ks foi tabelado para h =
0,4 mm e uma equação de correção foi proposta pela Sandvik Coromant (1994) quando o valor da espessura de corte (h) for diferente do valor citado. A Equação 6 apresenta a equação de correção proposta. As tabelas contendo os valores Ks para diferentes materiais são apresentados nos diversos catálogos de ferramenta de torneamento disponibilizados pela empresa.
Ks corrigido = Ks tabelado (0,4 / h)0,29 (6).
A força de corte é uma das principais variáveis de saída estudada no processo de torneamento, pois seu valor está diretamente relacionado com alguns parâmetros importantes, como desgastes de ferramentas e integridade superficial da peça usinada. Lin e Lian (2010) retratam que, o material da peça, material da ferramenta, geometria da cunha de corte da ferramenta, velocidade de corte, avanço, profundidade de corte e o uso ou não de fluido de corte são variáveis de entrada que exercem influência direta nos valores da força de corte.
Em se tratando do material da peça usinada, pode-se dizer que, geralmente quando maior o valor de dureza da peça maior será o valor de Ks. No entanto, tal fato não pode ser tomado como uma regra, pois materiais com durezas semelhantes podem apresentar valores de pressão específica de corte muito distintos de acordo com a presença de diferentes elementos de liga (MACHADO et al., 2015). A tensão de ruptura (ou de escoamento) ao cisalhamento do material (τr) é a propriedade,
dentre as demais propriedades dos materiais, que mais pode ser correlacionada com a pressão específica de corte, pois a o processo de formação do cavaco envolve muito cisalhamento.
O coeficiente de atrito formado entre o cavaco e a superfície de saída e ferramenta pode variar de acordo com o material da ferramenta de corte, no entanto essa variação não chega a influenciar significativamente os valores de Ks, dessa forma as variações dos esforços de corte são desprezíveis. Porém, é importante ressaltar que, quando existe afinidade química entre o material da ferramenta e o material da peça, existe a tendência de se formar uma forte zona de aderência na região de corte provocando aumento considerável dos esforços de corte (SANTOS, 2006).
Desconsiderando o processo de formação de aresta postiça de corte (APC), pode-se dizer que os valores de Ks decrescem com o aumento da velocidade de corte, pois com o aumento da velocidade de corte ocorre a diminuição do atrito entre a ferramenta e a peça e a redução da resistência ao cisalhamento do material, ambos, proporcionados pelo aumento da temperatura envolvida no processo. Segundo Trent (2000), em operações com elevadas velocidades de corte, a força de corte tende a se manter constante, dessa forma pode-se considerar desprezível a influência da velocidade de corte no valor da pressão específica de corte.
O aumento do avanço provoca a redução da pressão específica de corte devido à diminuição do grau de recalque e pelo fato de que, com o crescimento do avanço, ocorre também um aumento na velocidade de avanço e consequentemente, o coeficiente de atrito diminui, pois o corte se torna mais dinâmico. No entanto, o aumento do avanço provoca um aumento da seção de corte, provocando um aumento da força de corte, conforme pode ser visto pela Equação 1. Sob a ótica de Diniz, Marcondes e Coppini (2013) o aumento do avanço provoca um aumento na força de corte, mas não na mesma proporção, devido à diminuição do valor de Ks.
O valor de Ks, praticamente, não sofre alteração com o aumento da profundidade de corte (ap), pois com o crescimento da mesma, ocorre somente o aumento do comprimento de contato entre ferramenta e peça, sem ocorrer acréscimo de velocidades de corte envolvidas no processo. O fluido de corte pode ser usado na operação de torneamento como lubrificante ou como refrigerante. A força de corte é reduzida quando se utiliza fluidos lubrificantes, pois os mesmos reduzem o coeficiente de atrito. Pode ocorrer um aumento da força de corte quando a ação do fluido é refrigerante, devido ao aumento da resistência ao cisalhamento do material da peça em relação ao corte a seco.
Devido ao fato dos esforços de corte influenciar na pressão de específica de corte, consumo de energia, geração de calor e desgastes de ferramentas, diversos estudos estão sendo feitos no intuito de reduzir seus valores de acordo com as variáveis de entrada envolvidas no processo de torneamento. Porém, a combinação ótima dos parâmetros de corte é particular para cada tipo de material usinado e para cada um dos aspectos citados acima (FETECAU e STAN, 2012).
2.3.2 Força de avanço e Força Passiva
A força de avanço (Ff) é a projeção da força de usinagem (Fu) sobre a direção de avanço e a força passiva (Fp) é a componente da Fu perpendicular ao plano de trabalho, não interferindo na potência de trabalho. Machado et al., (2015) cita que o raio de ponta da ferramenta e os ângulos de posição (χr) e de inclinação (λs), seguido
da velocidade de corte (Vc), são os parâmetros que exercem maior influência na força de avanço e na força passiva.
É possível observar através da Figura 2.10 a forte influência da velocidade de corte nas componentes das forças de avanço e passiva. Nota-se que, inicialmente o aumento da velocidade corte acarreta em um aumento da força de avanço e força passiva, no entanto a partir de um determinado valor para a velocidade de corte ocorre uma queda substancial nos valores dos esforços de usinagem (DINIZ, MARCONDEZ e COPPINI, 2013).
Figura 2.10. Influência da velocidade corte nas forças de avanço e de profundidade (Fonte: DINIZ, MARCONDEZ e COPPINI, 2013).
Como mencionando anteriormente, a força passiva (Fp), também conhecida por força de profundidade (Fp), é perpendicular ao plano de trabalho e por isso não gera potência, contudo o estudo de seu comportamento é importante, pois a mesma é responsável pela deflexão elástica da peça e da ferramenta durante o corte, estando relacionada com a dificuldade na obtenção de formas e tolerâncias apertadas. O aumento da rugosidade da peça usinada pode ser explicado pelo aumento da vibração na direção da força passiva.
2.4 Integridade Superficial
Acabamento superficial e tolerância dimensional são parâmetros intimamente ligados à produção de qualquer componente na indústria metal-mecânica. A fabricação de peças dentro destes parâmetros, previamente definidos, é determinante para o aceite final da produção. Peças com acabamento superficial e tolerância dimensional fora dos limites especificados geram altos custos de produção. Dessa forma, existe a necessidade de um rigoroso controle desses parâmetros a fim de evitar perdas de peças e consequentes perdas financeiras (BENO et. al., 2013).
O termo integridade superficial não pode ser determinado por apenas um fator ou parâmetro, pois de acordo com Machado et, al., (2015) o resultado final de uma superfície usinada é resultado de um processo que envolve deformações plásticas, ruptura, recuperação elástica, geração de calor, vibração, tensões residuais e, às vezes, reações químicas. A Figura 2.11 apresenta um diagrama com os diferentes parâmetros avaliados através da integridade superficial.
Figura 2.11. Classificação da integridade superficial (adaptado de MACHADO et al., 2015).
Conforme o diagrama apresentado na Figura 2.11 observa-se que a integridade superficial pode ser avaliada por intermédio do estudo do acabamento e do estudo das alterações superficiais. A confiabilidade, vida e funcionamento de componentes fabricados por usinagem, são fatores fortemente influenciados pelo acabamento superficial, sendo essas influências o motivo da importância de seu estudo.
2.4.1 Rugosidade
As irregularidades deixadas pelas ferramentas de usinagem na superfície usinada por um processo convencional, tal como o torneamento ou fresamento, são comumente definidas como rugosidade superficial (GRZESIK, 1996). Boothroyd e
Knight (1989) afirmam que a rugosidade superficial final de uma superfície pode ser obtida segundo a soma de dois fatores independentes: a rugosidade superficial “ideal”, a qual está relacionada com a geometria da ferramenta e com seu avanço, e a rugosidade “natural”, a qual está relacionada com as irregularidades da operação de corte.
Rugosidade média (Ra), Rugosidade total (Rt) e Rugosidade máxima (Rz) são os parâmetros mais utilizados como meio de quantificar a rugosidade nos processos convencionais de usinagem. A Rugosidade total teórica pode ser obtida de acordo com a relação entre o avanço (f) da ferramenta e seu raio de ponta (rε), ver Figura
2.12.
Figura 2.12. Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
A Equação 7 demonstra tal relação.
RtT = f2 / 8rε (7)
Onde:
RtT: Rugosidade teórica total (mm);
f : avanço (mm/rot) e,
No entanto, na prática, o valor real da Rugosidade máxima será possivelmente maior que seu valor teórico devido à existência de outros fatores, além do raio de ponta da ferramenta e do avanço, que influenciam na rugosidade.
A Rugosidade média (Ra) equivale à média aritmética entre os valores absolutos das ordenadas dos afastamentos dos pontos de perfil de rugosidade, em relação à linha média, dentro do percurso de medição. É considerado o parâmetro mais utilizado na atualidade quando é necessário o controle continuo da rugosidade nas linhas de produção de processos onde o acabamento apresenta sulcos de usinagem bem definidos, como no caso do torneamento e fresamento. A Figura 2.13 representa o perfil da Rugosidade média.
Figura 2.13. Prfil da Rugosidade média (Ra) (Fonte: AGOSTINHO, RODRIGUES e LIRANI, 2004).
A rugosidade máxima (Rz) é definida como o maior valor das rugosidades parciais entre o maior pico e o vale mais profundo que se apresentam no percurso de medição (lm). O parâmetro Rt tem o mesmo emprego do Rz, mas com maior rigidez, pois considera o comprimento de amostragem igual ao comprimento de avaliação.
A rugosidade final da superfície usinada pode ser influenciada por diversos parâmetros de usinagem. Material da peça a ser usinada, material e geometria da ferramenta de corte, condições de corte (avanço, velocidade de corte, profundidade de corte, uso ou não de fluido de corte), rigidez da máquina ferramenta, vibrações, etc. (MACHADO et al., 2015).
O avanço, seguido da velocidade de corte são os parâmetros que mais afetam os valores da rugosidade superficial. Pode-se dizer que quando maior for o avanço, maiores serão os valores de rugosidade. O efeito da velocidade de corte é inversamente proporcional aos valores de rugosidade, ou seja, quanto maior for a velocidade de corte, menores os valores de rugosidade. Já a profundidade de corte, segundo Cakir, Ensarioglu e Demirayak (2009), não possui efeito significante com relação à rugosidade.
A rugosidade aumenta com o respectivo aumento do avanço devido às contribuições geométricas do mesmo. O número de vezes que a ferramenta passa sobre a superfície da peça usinada aumenta com o aumento da velocidade de corte, provocando melhorias na rugosidade (RODRIGUES, 2005).
O fluido de corte, quando exerce a função de lubrificante, melhora o acabamento superficial, pois diminui o atrito entre a ferramenta de corte e a peça. Quando o mesmo age como refrigerante, seu efeito pode melhorar o acabamento devido à redução dos desgastes da ferramenta. No entanto, vale ressaltar que, utilizando fluido de corte com efeito refrigerante, tem-se o aumento dos esforços de usinagem, o que pode piorar o acabamento superficial.
2.5 Ferramentas de Usinagem
Atualmente tem-se disponível no mercado uma grande quantidade de materiais para ferramentas de usinagem. A escolha correta do material da ferramenta de corte é feita de acordo com o material a ser usinado, condição da máquina operatriz, processo de usinagem, características geométricas da ferramenta, custo do material da ferramenta, condições de usinagem e condições de operação.
De acordo com os fatores citados acima a respeito da escolha do material da ferramenta de corte, é necessário que, qualquer que seja o material definido, o mesmo deve apresentar uma série de requisitos de maior ou menor importância. Resistência ao desgaste, tenacidade, dureza a quente e estabilidade química são as principais características inerentes aos materiais para fabricação de ferramentas.
Não existe uma classificação geral de materiais para ferramentas de usinagem. No entanto, com base nas características químicas, os principais materiais podem ser agrupados da seguinte maneira: aço rápido, aço rápido com cobertura, metal
duro, metal duro com cobertura, cerâmica, nitreto cúbico de boro (CBC) e diamante (PCD), (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
Com relação a ferramentas de usinagem, é exigida cada vez mais resistência ao desgaste nos processos de usinagem. Alta dureza em elevadas temperaturas, resistência ao lascamento e à fadiga, baixa reatividade com os materiais em usinagem e boa condutividade térmica são requisitos para boas ferramentas (MACHADO et al., 2015).
Ferramentas de usinagem fabricadas de metal duro, cerâmica e CBN são largamente utilizadas na usinagem do ferro fundido. Quando comparados com outros tipos de materiais para ferramentas, todos apresentam bons tempos de vida, mesmo utilizando maiores velocidades, avanços e profundidade de corte (XAVIER, 2003).
2.5.1 Ferramentas Cerâmicas
O material cerâmico é considerado ferramenta de usinagem desde a década de 1950, quando as primeiras ferramentas foram utilizadas, mas só passou a ser um material com uma porcentagem não desprezível no mercado de ferramentas de corte na década de 80, depois dos desenvolvimentos conseguidos no campo das propriedades dos materiais cerâmicos (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
Dureza a quente e a frio, resistência ao desgaste e excelente estabilidade química (evita a difusão, fator muito importante quando se usina em elevadas velocidades e altas temperaturas) são algumas das propriedades que tornam as cerâmicas um material interessante para ferramentas de corte. No entanto, sua baixa condutividade térmica e principalmente sua baixa tenacidade, o que facilita seu trincamento/lascamento e consequente quebra, são características que dificultam o uso das cerâmicas como ferramentas nos processos de usinagem.
A baixa tenacidade, propriedade inerente aos insertos cerâmicos, é o motivo pelo qual as ferramentas cerâmicas não fazem parte do mercado há mais tempo. No entanto, nos últimos anos, grandes esforços, em se tratando de pesquisas, têm sido feitos com o objetivo de aumentar a tenacidade de materiais cerâmicos e grandes resultados tem sido obtidos.
A classe de ferramentas de corte confeccionadas a base de materiais cerâmicos é formada por várias classes de insertos, os quais estão divididos em dois
grandes grupos em função do material empregado como matriz. Os materiais empregados como matriz são o óxido de alumínio ou alumina (Al2O3) e o nitreto de
silício (Si3N4) que diferem entre si de acordo com suas características e
propriedades. A Figura 2.14 mostra o diagrama com a divisão das ferramentas de corte cerâmicas.
Figura 2.14. Divisão de materiais cerâmicos para ferramentas de corte (Fonte: adaptado de MUNDO DA USINAGEM SANDVIK, 2002).
As ferramentas cerâmicas a base de óxido de alumínio, podem ser puras, mistas ou reforçadas com whiskers. As cerâmicas puras são aquelas constituídas somente de óxidos. As mistas são constituídas de alumina, de 20 a 30% em volume de carboneto de titânio (TiC) e pequenas quantidades de nitreto de titânio (TiN). A alumina reforçada com whiskers é constituída por inclusões de monocristais de SiC em uma matriz de Al2O3 (DINIZ, MARCONDES E COPPINI, 2013).
As ferramentas cerâmicas a base de nitreto de silício são constituídas de cristais de Si3N4 com uma fase intergranular de SiO2 que são sinterizados na
presença da alumina (sialon) e/ou óxido de ítrio (Y2O3) e magnésio (MgO).
As ferramentas a base de alumina possuem uma maior resistência ao desgaste se comparadas com as de nitreto de silício. Já as ferramentas cerâmicas a base de
nitreto de silício (Si3N4) possuem melhor tenacidade quando comparado com as
ferramentas à base de alumina. Isto ocorre em função dos cristais Si3N4 serem
hexagonais e os grãos de Al2O3 se distribuírem na forma de agulhas. Além disto,
ferramentas cerâmicas a base de nitreto de silício possuem excelentes propriedades, tais como alta dureza a quente e resistência ao choque térmico, porém tem na estabilidade química seu ponto negativo.
As ferramentas cerâmicas, tanto a base de alumina quanto a base de nitreto de silício, possuem elevada dureza a quente e boa resistência ao desgaste e por isso tais ferramentas são largamente utilizadas na usinagem, em altas velocidades de corte, de ferros fundidos e aços endurecidos.
Segundo Grzesik e Małecka (2011), as ferramentas cerâmicas de Al2O3
revestidas com TiN e de Si3N4, no torneamento do ferro fundido nodular,
apresentaram como principais mecanismos de desgaste a abrasão mecânica e adesão. A ferramenta de alumina (Al2O3) revestida com TiN apresentou uma maior
resistência ao desgaste de flanco, devido a redução do atrito proporcionado pelo revestimento.
Souza et al., (2011) concluíram através de experimentos de torneamento do ferro fundido cinzento com diferentes velocidades de corte e avanço que, as ferramentas cerâmicas a base de nitreto de silício apresentam elevado desempenho com o aumento da velocidade de corte. O resultado encontrado está associado com a elevada resistência da ferramenta em altas temperaturas.
A aplicação do revestimento TiN/Al2O3 em ferramentas cerâmicas de nitreto de
silício propicia a ferramenta de usinagem uma maior vida útil na usinagem do ferro fundido. Ferramentas cerâmicas revestidas possuem melhor tenacidade, podendo ser usadas em operação com maiores velocidades de corte, além do processo de desgaste da mesma ser reduzido (YING LONG E SHANGHUA WU, 2014).
2.6 Desgastes e Avarias em Ferramentas de Usinagem
Desgastes e avarias são fenômenos comuns que ocorrem em qualquer tipo de ferramenta. Os tipos de desgaste e avarias são objetos de muitos estudos e pesquisas, pois estão diretamente relacionados com o fim de vida das ferramentas. O monitoramento dos desgastes e avarias e suas influências nos esforços de
usinagem, acabamento superficial, dimensões e até mesmo no formato da peça, ajudam a definir qual o melhor momento para a troca da ferramenta de corte.
Os desgastes e avarias acontecem de diversas formas em uma ferramenta de usinagem. Para melhor compreendê-los é importante explicar a diferença de ambos. Para Diniz, Marcondes e Coppini (2013), desgaste é a perda contínua e microscópica de partículas constituintes da ferramenta devido à ação do corte. Ocorrências que não apresentam essas características, são denominadas avarias.
Ao fenômeno que ocorre de maneira inesperada e repentina, provocado pela quebra, lascamento ou trinca da aresta de corte, é dado o nome de avaria, segundo Machado et al., (2015). Nas ferramentas de corte com baixa tenacidade, comumente, a quebra e o lascamento levam a destruição total ou a perda de material considerável da aresta de corte.
Prolongar a vida das ferramentas de usinagem é uma questão de suma importância para empresas do segmento metal-mecânico, pois desgastes acelerados levam a parada frequente de máquinas operatrizes para trocas de ferramentas, significando perdas de produtividade e consequente aumento de custos. Dessa forma, de acordo com Barreiro et al., (2008), compreender e monitorar o processo pelo qual as ferramentas se desgastam é extremamente importante.
2.6.1 Tipos de Desgastes e Avarias
Os principais tipos de desgaste e avarias em ferramentas de corte são definidos abaixo:
Desgaste de flanco (ou frontal): é o tipo de desgaste mais comum em ferramentas
de corte, sendo que todo processo de usinagem convencional gera desgaste de flanco. Devido ao contato entre a ferramenta de usinagem e a peça, esse desgaste ocorre na superfície de folga da ferramenta, conforme ilustra a Figura 2.15 e, à medida que esse desgaste aumenta, a aresta de corte se retrai mudando as dimensões da peça usinada. Na ausência da aresta postiça de corte (APC), o desgaste de flanco aumenta com o aumento da velocidade de corte (ALMEIDA, 2010 e SANDVIK, 2012).
Figura 2.15. Desgaste de flanco (Fonte: SANDVIK, 2012).
Desgaste de entalhe: representado pela Figura 2.16, este tipo de desgaste é
influenciado pelo aumento da temperatura e da velocidade de corte. O desgaste de entalhe muda a forma da ponta da ferramenta, influenciando no acabamento superficial da peça usinada.
Figura 2.16. Desgaste de entalhe (Fonte: SANDVIK, 2012).
Desgaste de cratera: provocado pelo atrito entre a ferramenta de corte e o cavaco,
o desgaste de cratera, ver Figura 2.17, ocorre na superfície de saída da ferramenta. Processos que utilizam ferramentas de metal duro recobertas, que diminuem o atrito entre ferramenta e cavaco, ferramentas cerâmicas e quando o material da peça gera cavacos curtos (materiais frágeis) podem não provocar ou reduzir o desgaste de
cratera. A quebra da ferramenta ocorre com o aumento do desgaste de cratera, quando o mesmo aumenta até encontrar o desgaste de flanco.
Figura 2.17. Desgaste de cratera (Fonte: SANDVIK, 2012).
Lascamento: tipo de avaria, ilustrada pela Figura 2.18, onde, ao contrário do
desgaste frontal e de cratera que retiram partículas muito pequenas da ferramenta, partículas maiores são arrancandas de maneira repentina, podendo ocasionar até mesmo a quebra da ferramenta. Esse tipo de avaria prejudica o acabamento da peça e acontece de forma mais acentuada em ferramentas de material frágil ou quando a aresta de corte possui baixa resistência.
Figura 2.18. Lascamento (Fonte: SANDVIK, 2012).
Quebra: a quebra da ferramenta pode ocorrer devido o aumento progressivo dos
desgastes e das avarias. No entanto algumas vezes a quebra pode ocorrer de forma repentina, devido à utilização de ferramentas com elevada dureza, carga excessiva
sobre a ferramenta, parada instantânea do movimento de corte, etc. A quebra da ferramenta, normalmente, acarreta danos a toda a pastilha e não somente a aresta de corte.
Figura 2.19. Ferramenta de corte quebrada. (Fonte: SANDVIK, 2012).
2.6.2 Mecanismos Causadores de Desgaste em Ferramentas de Corte
Os degastes e avarias ocorridos em uma ferramenta de usinagem, de acordo com Childs et al., (2000), são influenciados por diversos fatores, tais como: temperatura da região de corte, processo de usinagem utilizado, condições de corte tanto da ferramenta quanto do material usinado, velocidade de corte, presença ou não de fluido de corte, etc.
A velocidade de corte, a temperatura na região do corte, avanço da ferramenta, utilização ou não de fluidos de corte, entre outros, são fatores que estão diretamente relacionados aos mecanismos causadores de desgastes e avarias ferramentas. Tais mecanismos podem ser de origem química, abrasiva e adesiva. A Figura 2.20 apresenta a ocorrência desses mecanismos com relação aos fatores mencionados acima.
Figura 2.20. Principais fatores causadores de desgastes em ferramentas de corte (Fonte: MACHADO e DA SILVA, 2004).
Desgaste frontal e desgaste de cratera podem ser gerados através do mecanismo de abrasão mecânica. Esse mecanismo de desgaste é um dos principais causadores de desgaste em ferramentas. É altamente influenciado pela temperatura de corte, que reduz a dureza da ferramenta, e pela presença de partículas de elevada dureza presentes no material de trabalho.
A aderência é o mecanismo de desgaste responsável tanto pelo desgaste de cratera quanto pelo desgaste de flanco. Esse fenômeno ocorre principalmente em baixas velocidades de corte onde existe a presença da APC (aresta postiça de corte). No entanto, desgaste devido à aderência pode ocorrer em velocidades mais elevadas desde que o fluxo de cavaco aconteça de forma irregular. A utilização de revestimentos, para diminuir o atrito entre ferramenta e cavaco, e de fluidos de corte são maneiras de reduzir os desgastes por adesão.
A transferência de átomos no estado sólido de um metal para o outro perante a uma elevada temperatura é um fenômeno conhecido por difusão. A existência de uma zona de aderência entre a interface cavaco-ferramenta é o que determina a existência da difusão nos processos de usinagem. Os desgastes provocados pela difusão estão relacionados com a afinidade química entre material da ferramenta de usinagem e material da peça de trabalho.
O desgaste de entalhe ocorre, provavelmente, em função do processo de oxidação. A presença de ar e água nos fluidos de corte somado as elevadas temperaturas na zona de corte provocam a oxidação da maioria dos materiais metálicos. Os desgastes provocados pela oxidação ocorrem, principalmente, nas extremidades de contato entre ferramenta e cavaco, devido ao acesso do ar a essa região.
Especificar de forma quantitativa a contribuição de cada um desses mecanismos para a formação dos diferentes tipos de desgaste é praticamente impossível. No entanto, é importante frisar que os desgastes ocorrem, principalmente, por abrasão mecânica, difusão e oxidação que são fatores intimamente relacionados com a temperatura da região de corte (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
2.6.3 Medição dos Desgastes de Ferramentas
O processo de desgaste de ferramentas de corte ocorre de forma gradual com relação ao tempo de operação e ao comprimento de usinagem. A superfície de saída e a superfície de folga principal são as duas regiões nas quais ocorre o processo de quantificação dos desgastes (ARAKHOV, 2008).
Segundo a norma ISO 3685 de 1993, profundidade de cratera (KT), largura da cratera (KB) e distância do centro da cratera a aresta de corte (KM) são os desgastes mensurados na superfície de saída. Os desgastes medidos na superfície de folga principal são a largura do desgaste de flanco (VB), que é um valor médio do desgaste na superfície de folga, e a largura máxima do desgaste de flanco (VBmax). É
possível medir também os valores dos desgastes de entalhe (VBN e VBC) gerados
na superfície de folga. Para a medição dos desgaste, a aresta principal de corte da ferramenta é dividida nas regiões C, B, A e N conforme ilustrado na Figura 2.21.
