Fernando Luiz Castro
PREVISÃO DA VIDA DE FERRAMENTAS DE PCBN COM BASE NA TAXA VOLUMÉTRICA DE DESGASTE
Dissertação submetida ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecâ-nica da Universidade Federal de Santa Catarina para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Mecânica. Orientador: Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng.
Coorientador: Prof. Denis Boing, Dr. Eng.
Florianópolis 2018
Ficha de identificação da obra elaborada pelo autor, através do Programa de Geração Automática da Biblioteca Universitária
Fernando Luiz Castro
PREVISÃO DA VIDA DE FERRAMENTAS DE PCBN COM BASE NA TAXA VOLUMÉTRICA DE DESGASTE
Esta Dissertação foi julgada adequada para obtenção do Título de “Mestre em Engenharia Mecânica”, e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica.
Florianópolis, 10 de outubro de 2018. __________________________________________
Prof. Jonny Carlos da Silva, Dr. Eng. Coordenador do Curso
__________________________________________ Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng. – Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina __________________________________________
Prof. Denis Boing, Dr. Eng. – Coorientador Centro Universitário de Brusque - UNIFEBE
Banca Examinadora:
__________________________________________ Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng. – Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina __________________________________________
Prof. Milton Pereira, Dr. Eng. Universidade Federal de Santa Catarina __________________________________________
Prof. Cristiano Binder, Dr. Eng. Universidade Federal de Santa Catarina
Dedico este trabalho a minha esposa Roberta, por sempre acreditar em mim e revelar em mim o meu melhor.
AGRADECIMENTOS
Agradeço primeiramente a Deus, o autor da Vida. Por Ele recebi o dom da vida e a graça de ter força e motivação para buscar sempre ser uma pessoa melhor.
Ao Professor Dr. Eng. Rolf Bertrand Schroeter, pelos ensinamentos e confiança como professor e orientador, sempre sendo um exemplo de di-dática e experiência.
Ao Professor Dr. Eng. Denis Boing, pela amizade, confiança e horas de conversas e discussões.
Aos membros do GUME (Grupo de Pesquisa da Usinagem de Materiais Endurecidos) e do LMP (Laboratório de Mecânica de Precisão), pela troca de experiências e pelo auxílio na minha formação.
À Universidade Federal de Santa Catarina, em especial ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, pela oportunidade de estudo e realização deste trabalho.
Ao LMP (Laboratório de Mecânica de Precisão), USICON (Laboratório de Usinagem e Comando Numérico) e LCME (Laboratório Central de Microscopia Eletrônica) da Universidade Federal de Santa Catarina pela disponibilidade e auxílio à realização deste trabalho.
Ao Centro Universitário de Brusque (UNIFEBE) e ao Centro de Tecno-logia e Inovação em Fabricação (CTIF), pela disponibilização de infraes-trutura e suporte para a realização deste trabalho.
Ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq), pela concessão de bolsa de estudo.
Aos meus pais, Rita de Cássia Luiz Castro e Ivo Luiz Castro Júnior, pelo amor com que me criaram e educaram e pelo incentivo aos meus estudos. A minha esposa, Roberta Haide Adriano Castro, pelo amor, carinho e pa-ciência com que me mostra, diariamente, que a vida é bela demais para não aproveitarmos juntos.
Aos meus colegas de mestrado pelo aprendizado em conjunto e momentos de descontração.
Devíamos ser ensinados a não esperar por inspiração para começar algo. Ação sempre gera inspiração. Inspiração raramente gera ação. (Frank Tibolt)
RESUMO
Métodos para a previsão de vidas de ferramentas de usinagem são muito estudados atualmente e possuem grande significância no ambiente indus-trial. Entretanto, nem sempre é possível extrapolar os resultados para ou-tras condições de corte. Ainda assim, muitos trabalhos atuais são baseados em medições unidimensionais de desgaste, que não representam toda a superfície da ferramenta mas somente uma pequena região de interesse. Medições volumétricas de desgaste têm permitido a obtenção de informa-ções mais robustas sobre a superfície desgastada das ferramentas, o que possibilita o desenvolvimento de novos métodos para a previsão de vidas de ferramentas. O presente trabalho traz um método para previsão de vida de ferramentas de PCBN que utiliza as condições de corte de cada caso específico, mas com pouca duração. Para isto, é necessário coletar dados de desgaste volumétrico da ferramenta em cinco instantes de tempo com um espaçamento mínimo entre si para prever a taxa volumétrica de des-gaste da ferramenta. Por fim, esta taxa volumétrica de desdes-gaste é extrapo-lada e corrigida por um parâmetro constante para as condições estudadas. Critérios de validação de medições são propostos também. Para a valida-ção do método, usinou-se o aço AISI 52100 com ferramentas de PCBN com baixo teor de CBN no torneamento radial de acabamento com três velocidades de corte distintas. Concluiu-se que a taxa volumétrica de des-gaste pôde ser calculada em todas as condições testadas e mostrou-se com baixa variabilidade dentro das mesmas condições de usinagem. As taxas volumétricas de desgaste médias foram: (a) 2901±62 μm³/s para 187,5 m/min; (b) 1326±88 μm³/s para 150 m/mi; (c) 656±42 μm³/s para 120 m/min. Os erros de previsão de vida de ferramenta quando se utilizou o critério de fim de vida VBmáx. = 0,28 mm foram inferiores a 10% para
todas as condições. Foi determinado um novo critério de fim de vida ba-seado na condição mais agressiva à ferramenta estudada, na qual a velo-cidade de corte foi de 187,5 m/min. O valor de WRM máx. adotado foi de
8,88 x 106 μm³. Este critério permitiu continuar os ensaios para 150 m/min
e 120 m/min e, por consequência, aumentar a vida das ferramentas em 30,1% e 44,6 %, respectivamente. Os erros para o novo critério de fim de vida foram inferiores a 5%. Estes valores mostram que o ensaio, além de ter menor tempo necessário para previsão de vida de ferramenta e aumen-tar a vida das ferramentas, apresenta baixos valores de erro com a utiliza-ção de cinco medidas de desgaste volumétrico coletadas na condiutiliza-ção real de usinagem. Em todas as condições, a rugosidade Ra foi inferior a 0,8
ABSTRACT
Methods to predict cutting tool lives are much studied nowadays and of great significance in the industrial environment. However, not always it is possible to extrapolate the results to other cutting conditions. Nonethe-less, many recent works rely on one-dimensional wear measurements, which do not represent the entire tool surface but only one small portion of interest. Volumetric wear measurements have permitted to obtain more robust information about the wore tool surface, which makes it possible to develop new methods to predict tool lives. This work brings a method to predict the life of PCBN tools that uses the cutting conditions for each specific case, but with short duration. In order to do this, it is necessary to collect volumetric tool wear data in five instants of time with minimum space between them to predict volumetric tool wear rate. Lastly, this tool wear rate is extrapolated and corrected by a constant parameter in the studied conditions. Measurement validation criteria have been also pro-posed. To validate the method, the AISI 52100 steel have been machining with low CBN content PCBN tools on finishing radial turning with three different cutting speeds. It was concluded that the volumetric wear rate could be calculated in all tested conditions and it showed low variability within the same conditions. The volumetric wear rates were: (a) 2901±62 μm³/s for 187.5 m/min; (b) 1326±88 μm³/s for 150 m/min; (c) 656±42 μm³/s for 120 m/min. The preview errors when VBmax. = 0.28 was used
as tool end criterion were less than 10% for all conditions. A new tool end criterion was determined based on the most severe studied cutting condi-tion to the tool, which was for cutting speed of 187.5 m/min. The adopted value for WRM max. was 8.88 x 106 μm³. This criterion permitted to
con-tinue the tests for 150 m/min and 120 m/min and, by consequence, in-crease tool life by 30.1% and 44.6%, respectively. The errors for the new tool end criterion were less than 5%. These values show that the tests, in addition to have less necessary time to preview tool life and increase tool life, show low errors in using five collected volumetric measurements in the real cutting condition. For all conditions, the roughness Ra was below
0.8 μm.
Keywords: Tool-life prediction. Volumetric tool wear rate. Hardened steel turning. PCBN.
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS AISI American Iron and Steel Institute
AMT The Association for Manufacturing Technology
CBN Cubic Boron Nitride
CNC Comando Numérico Computadorizado
CTIF Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação CTMR Cutting Tool Market Report
DIN Deutsches Institut für Normung EDS Energy Dispersive Spectroscopy
FAPESC Fundação de Amparo à Pesquisa e Inovação do Estado de Santa Catarina
FVM Focus Variation Microscopy
GUME Grupo da Usinagem de Materiais Endurecidos ISO International Organization for Standardization LCME Laboratório Central de Microscopia Eletrônica LMP Laboratório de Mecânica de Precisão
MEV Microscópio Eletrônico de Varredura MMQ Método dos Mínimos Quadrados
MT-CVD Medium Temperature Chemical Vapour Deposition PCBN Polycrystalline Cubic Boron Nitride
UFSC Universidade Federal de Santa Catarina USCTI U.S. Cutting Tool Institute
LISTA DE SÍMBOLOS Letras minúsculas:
a [-] Coeficiente angular
ap [mm] Profundidade de corte
b [-] Coeficiente linear
bn [mm] Largura do chanfro do gume
f [mm] Avanço
he [mm] Espessura equivalente de cavaco
hm [mm] Espessura de cavaco
k [-] Velocidade de corte para vida da ferra-menta de 1 min
l [mm] Comprimento
lc [mm] Comprimento de contato
cavaco-ferra-menta m [-] Constante p [-] Constante q [-] Constante rε [mm] Raio de quina t [s] Tempo
𝑡̅ [s] Média dos instantes de tempo da medições coletadas
ti [s] Instante de tempo da medição i
vc [m/min] Velocidade de corte
vca [-] Constante vcb [-] Constante vcc [-] Constante x [-] Variável independente y [-] Variável dependente Letras maiúsculas:
Aα [μm] Constante de desgaste por abrasão e adesão
Ath [μm] Constante de desgaste termicamente
ati-vado
CT [-] Constante
Cv [min] Vida da ferramenta para velocidade de
corte de 1 m/min C1 [MPa-1] Constante
H [-] Dureza da peça na escala Rockwell C
K [μm-1] Constante
KB [mm] Distância entre cratera e flanco
KM [mm] Distância do centro da cratera até o gume KT [mm] Profundidade da cratera
L [mm] Comprimento de escorregamento do vo-lume desgastado
M [-] Constante
N0 [-] Constante
Q [kJ/mol] Energia de ativação aparente R [kJ/Kmol] Constante geral dos gases
R [-] Coeficiente relativo
Ra [μm] Rugosidade aritmética
T [min] Vida da ferramenta
Tc [K] Temperatura constante de corte
TLact [min] Vida prevista da ferramenta
TLnom [min] Vida nominal da ferramenta
𝑇𝑊𝑅𝑀 [min] Vida da ferramenta baseada na taxa
volu-métrica de desgaste
U [-] Constante
V [-] Constante
VB [mm] Comprimento do desgaste de flanco VBB [mm] Desgaste de flanco médio
VBB máx [mm] Desgaste de flanco máximo
VBC [mm] Desgaste de entalhe no gume secundário
Vc [m/s] Velocidade do cavaco
W [μm³] Volume desgastado
Wo [μm³] Coeficiente linear na equação da previsão
da vida da ferramenta
WAA [μm²] Área afetada da ferramenta em relação à
su-perfície de referência
WAM [μm³] Volume de material aderido à ferramenta
WMD [μm] Máxima profundidade de defeito em
rela-ção à superfície de referência
WMH [μm] Máxima altura de defeito em relação à
su-perfície de referência
WRM [μm³] Volume de material removido da
ferra-menta em relação à superfície de referência WRMi [μm³] Volume de material removido da
ferra-menta em relação à superfície de referência da medição i
𝑊̇𝑅𝑀𝑖 [μm³/s] Taxa de desgaste absoluta das medições i e
i+1
WRM máx. [μm³/s] Valor máximo admitido para volume de
material removido da ferramenta em rela-ção à superfície de referência
WRRM [μm³/s] Taxa volumétrica de desgaste
Alfabeto grego:
α [°] Inclinação da curva
α [°] Ângulo de incidência
γ [°] Ângulo de saída
δ [°] Fator de estabilidade
θ [K] Temperatura na superfície do cavaco
ρ [mm] Raio do gume
σt [MPa] Tensão normal
χ [°] Ângulo de posição da ferramenta
ωi [°] Angulação normalizada das medições i e
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ... 23
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 27
2.1 Torneamento de Aços Endurecidos... 27
2.2 Ferramentas de Usinagem de PCBN ... 31
2.3 Tipos e Mecanismos de Desgaste ... 34
2.4 Vida de Ferramentas ... 40
2.5 Modelos de Vida ... 42
2.5.1 Modelos empíricos ... 42
2.5.2 Modelos analíticos ... 48
2.5.3 Modelos numéricos ... 50
2.5.4 Modelos baseados em inteligência artificial ... 51
3 PROCEDIMENTOS METODOLÓGICOS ... 53
3.1 Procedimentos Experimentais ... 53
3.2 Desenvolvimento do Modelo Matemático ... 58
3.2.1 Critérios de validação de medições ... 59
3.2.2 Previsão de vida da ferramenta ... 63
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 65
4.1 Determinação do intervalo e quantidade de medições ... 65
4.2 Determinação do critério de fim de vida ... 67
4.3 Vida da ferramenta ... 67
4.3.1 Utilização de VBmáx. como critério de fim de vida ... 67
4.3.2 Utilização de WRM máx. como critério de fim de vida ... 81
4.4 Comparação com modelos existentes ... 85
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 89
5.1 Conclusões ... 89
5.2 Sugestões para trabalhos futuros ... 90
REFERÊNCIAS ... 91
APÊNDICE A – COMBINAÇÃO DE QUANTIDADE DE MEDIÇÕES E ESPAÇAMENTO ENTRE MEDIÇÕES COM R = 0% ... 97
APÊNDICE B – RUGOSIDADE MEDIDA PARA TODAS AS CONDIÇÕES ... 99
1 INTRODUÇÃO
Muitos componentes fabricados na indústria necessitam passar por um processo de têmpera e revenimento para obter uma melhora da resis-tência ao desgaste e à tração. Esta etapa costuma ser seguida por um pro-cesso de acabamento, de maneira que se obtenham as dimensões, forma e tolerâncias finais de projeto para o adequado funcionamento do compo-nente, além de garantir os requisitos de textura e integridade da superfície [1–3].
A utilização do torneamento de materiais endurecidos em substi-tuição ou de seu uso de forma híbrida ao processo de retificação em re-gime de acabamento é proveitosa, uma vez que é possível reduzir tempos e custos de fabricação, além do fato de o torneamento de aços endurecidos ser considerado mais benéfico ao meio-ambiente do que a retificação [1,4]. Entretanto, Tönshoff, Arendt e Amor [4] consideram a qualidade da peça, a confiabilidade do processo e a integridade da superfície inferiores quando comparadas à retificação, muito embora estudos mais recentes te-nham comprovado que peças torneadas podem apresentar maior vida em fadiga [5].
Aços endurecidos são, geralmente, usinados com ferramentas de PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride – Nitreto de Boro Cúbico Policristalino) ou cerâmicas óxidas, pois estes materiais de ferramentas corte, além da maior dureza, possuem melhor resistência a quente do que as ferramentas de metal-duro, propriedades importantes para suportar as condições tribológicas na interface cavaco-ferramenta [2].
No contexto econômico, o consumo total de ferramentas de usina-gem nos Estados Unidos da América em fevereiro de 2018 foi de 174,98 milhões de dólares, de acordo com o USCTI (U.S. Cutting Tool Institute – Instituto para Ferramentas de Corte dos Estados Unidos) e a AMT (The Association for Manufacturing Technology – A Associação para Tecno-logia de Fabricação), o que representa um aumento de 8,7% em compa-ração com janeiro de 2018 e um aumento de 7,4% em compacompa-ração com o mesmo período de 2017. Estes dados foram retirados com base nas em-presas que fazem parte do CTMR (Cutting Tool Market Report – Relató-rio do Mercado de Ferramentas de Corte), que inclui empresas como Star Cutter Company®, Kyocera SGS Precision Tool® e Sandvik Coromant Co.® [6]. Além dos dados de mercado, conforme a WIPO (World Intel-lectual Property Organization – Organização Mundial de Propriedade In-telectual) [7], entre 2013 e 2017, mais de 1500 patentes foram publicadas no mundo inteiro com as palavras tool e machining no título. Esses dados
tividade versus vida da ferramenta. Todos estes valores são repassados ao produto ou se tornam prejuízo para a empresa, de forma que, caso elimi-nados ou minimizados, promovem a melhoria da economia geral do pro-cesso [3], além de diminuir o impacto ambiental por conta de energia e materiais desperdiçados.
Tradicionalmente, a determinação de vida de ferramentas de usi-nagem (e.g. metal-duro, Cermet, cerâmica, PCBN) em condição de traba-lho consiste em medir o desgaste de flanco VB após intervalos determi-nados de usinagem até que se alcance um valor limite chamado de critério de fim de vida, que é estipulado pela norma ISO 3685:1993: VBB = 0,3
mm, VBB máx = 0,6 mm, KT = 0,06 mm + 0,3 f, KF = 0,02 mm e falha
catastrófica [8]. Entretanto, em condições práticas, pode-se estipular ou-tro critério de fim de vida (por exemplo, VBB = 0,2 mm) de acordo com
a relação de compromisso entre precisão e tolerâncias da peça a ser fabri-cada. Diferentes tipos de testes e modelos de vida de ferramentas foram desenvolvidos para tentar prever o quanto uma ferramenta consegue usi-nar dentro de um critério pré-estabelecido. Exemplos desses modelos são: equação de Taylor, equação de Colding, modelo Coromant, entre outros [9,10].
Além dos critérios de desgaste apontados na norma ISO 3685:1993, parâmetros volumétricos de desgaste de ferramenta podem ser utilizados para avaliação da vida e compreensão dos diversos meca-nismos de desgaste, como o WRM, que representa o volume de material
removido da ferramenta. Este parâmetro traz informações de toda a su-perfície da ferramenta, e não somente de uma marca [11]. Neste cenário, o desenvolvimento de um modelo que se adeque a este novo método de medição e que leve em consideração as condições reais do processo é a sequência lógica. Este teste deve ser concebido pensando na aplicação em ambiente industrial e, portanto, deve ser rápido, ter baixo custo e interferir pouco em uma linha de produção.
Levando em consideração o supracitado e a possibilidade de redu-zir o tempo e os custos do teste de vida de ferramenta, o presente trabalho tem por finalidade propor uma metodologia de abordagem da previsão da
vida de ferramentas de PCBN no torneamento de acabamento do aço AISI 52100 endurecido com base em parâmetros volumétricos de desgaste.
A fim de alcançar o objetivo geral do trabalho, os seguintes obje-tivos específicos são elencados:
Desenvolver modelo matemático baseado na taxa volumé-trica de desgaste;
Propor critérios para validação dos valores volumétricos de desgaste medidos experimentalmente;
Avaliar a vida da ferramenta de PCBN no torneamento do aço AISI 52100 com 60 HRC;
Comparar os resultados obtidos teoricamente com os re-sultados obtidos empiricamente a fim de validar o modelo matemático.
Este trabalho faz parte de uma linha de pesquisa do GUME (Grupo da Usinagem de Materiais Endurecidos) com três trabalhos já desenvol-vidos: Campos [12] e Borba [13], com dissertações de mestrado, e Boing [11], com uma tese de doutorado. O trabalho de mestrado em questão contou com recursos disponibilizados pela FAPESC (Fundação de Am-paro à Pesquisa e Inovação do Estado de Santa Catarina) por meio do projeto de pesquisa sob o nome “Usinagem de Materiais Endurecidos com Ferramentas de Metal-Duro”.
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Este capítulo traz uma breve revisão bibliográfica para o entendi-mento do trabalho, elencando os seguintes assuntos: torneaentendi-mento de aços endurecidos, ferramentas de usinagem de PCBN, desgaste e mecanismos de desgaste, vida de ferramentas e modelos de vida.
2.1 Torneamento de Aços Endurecidos
A primeira indústria a reconhecer o torneamento como uma alter-nativa em relação ao processo de retificação foi a automotiva, na tentativa de melhorar a fabricação de componentes de transmissão a partir do uso de insertos de PCBN. Isto só pôde ser conseguido pelo desenvolvimento de máquinas-ferramentas rígidas e dinamicamente estáveis e materiais de ferramenta de elevada dureza [2]. A usinagem de aços endurecidos foi introduzida na década de 1980 com o torneamento e, na sequência, ex-pandiu-se para o fresamento e furação, entre outros processos. Até então, a solução típica para a usinagem de acabamento de componentes com du-reza acima de 45 HRC era a retificação.
O torneamento de materiais endurecidos para operações de acaba-mento não pode ser considerado apenas como uma alternativa, mas sim de maneira híbrida ao processo de retificação, visto que os processos são distintos quanto a sua cinemática e a sua geometria da ferramenta [1]. Klocke, Brinksmeier e Weinert [1] compararam o torneamento de mate-riais endurecidos com a retificação. Os resultados desta análise podem ser observados na Figura 2.1.
A usinagem de materiais endurecidos por torneamento influencia menos na subsuperfície da peça devido à menor quantidade de energia térmica transmitida para a peça [14]. O torneamento pode introduzir ten-sões residuais de compressão mais profundas do que a retificação, o que é geralmente associado a um melhor desempenho em fadiga. Camadas mais profundas de tensões residuais de compressão são mais benéficas à vida em fadiga de um componente do que tensões residuais de compres-são de maior magnitude, mas mais rasas [15].
A retificação tradicionalmente requer a atuação de um meio lubrir-refrigerante, o que não é ambientalmente favorável. O tempo mínimo de preparo na retificação é normalmente mais elevado que no torneamento e possui desvantagens em relação à taxa de remoção de material. Além disso, a retificação está limitada à geometria fixa do rebolo, não permi-tindo a flexibilidade de um processo de torneamento [1,16].
Figura 2.1 – Comparação qualitativa entre usinagem de materiais endurecidos por torneamento e retificação. Adaptado de [1].
Entre as principais vantagens da retificação estão a confiabilidade, devido ao longo histórico de aplicação, a precisão de forma, precisão di-mensional e baixa rugosidade Ra embora o torneamento também possa
alcançar rugosidades Ra equivalentes à retificação [17].
Matsumoto, Barash e Liu [18], ao usinarem o aço AISI 4340 com diferentes patamares de dureza, perceberam que, com o aumento da du-reza, ocorria a diminuição das componentes da força de usinagem para durezas até quase 50 HRC e posterior aumento progressivo. No ensaio, os autores utilizaram velocidade de corte de 91,4 m/min, profundidade de corte de 0,15 mm e avanço de 0,89 mm. Na Figura 2.2a, é possível perce-ber que a força de usinagem, a força de corte e a força passiva diminuem até chegarem à dureza de aproximadamente 45 HRC. Esse fenômeno pode ser explicado pelo aumento da temperatura na região de corte e con-seguinte redução da dureza do material da peça. Após a dureza de apro-ximadamente 45 HRC, Figura 2.2a, ocorre o aumento da força de usina-gem, promovido pelo aumento da resistência mecânica da peça.
Esta região de inflexão das forças acontece concomitantemente com a transição da morfologia de cavacos contínuos para cavacos do tipo dente de serra. Nakayama, Arai e Kanda [19] e Shaw e Vyas [20] defen-dem que na usinagem de materiais endurecidos a formação do cavaco se
dá pelo mecanismo da formação de trincas periódicas. A Figura 2.2b mos-tra a micrografia de um cavaco tipo dente de serra.
Figura 2.2 – a) Comportamento das forças de corte em função da dureza do aço AISI 4340 [18] e b) micrografia óptica de um cavaco tipo dente de serra [11].
Na Figura 2.2b é possível perceber na região inferior do cavaco a denominada “camada branca”, resultado de modificações microestrutu-rais devido às altas temperaturas. Na peça, o surgimento de camada branca na superfície é geralmente relacionado a baixas vidas em fadiga sob contato de rolamento [21]. Essa camada é assim denominada pela sua aparência vista sob um microscópio óptico.
Desta forma, a transição da morfologia dos cavacos é um dos fato-res determinantes para a definição do torneamento de aços endurecidos e varia conforme as características de cada material, conforme também mostrado por Boing [11].
Corroborando com esta afirmação, Poulachon, Moisan e Jawahir [22] desenvolveram ensaios de parada súbita de usinagem no corte orto-gonal do aço AISI 52100 (DIN 100Cr6) variando sua dureza de 10 a 62 HRC. Esses experimentos comprovaram também o mecanismo de forma-ção de cavacos de trincas periódicas. Micrografias registradas na usina-gem a seco deste aço endurecido a 760 HV (≈ 62 HRC) com parâmetros de usinagem vc = 100 m/min, f = 0,1 mm e ap = 1 mm e ferramentas de
Figura 2.3 – Ensaios de parada súbita no aço AISI 52100 a 62 HRC. Adaptado de [22].
Na Figura 2.3 é possível perceber três estágios na formação de ca-vaco. No estágio 1, percebe-se o início da trinca na superfície livre da peça, propagada até o gume da ferramenta. O estágio 2 mostra a saída desta parcela de cavaco, expulsa pelo movimento da ferramenta na dire-ção da velocidade de corte. Parte do cavaco sai sem muita alteradire-ção, mas a região que estava mais próxima do gume é comprimida e, portanto, tem sua temperatura elevada. Isso pode ser comprovado no estágio 3, onde esta região, além de mais alongada, possui a característica de camada branca, indicativo de mudanças microestruturais [22].
A mudança da morfologia de cavacos com o aumento de dureza foi também observada por Poulachon, Moisan e Jawahir [22] e está repre-sentada na Figura 2.4, onde é possível observar que tanto a dureza quanto a velocidade de corte (e, por extensão, a temperatura na região de corte) influenciam na morfologia do cavaco formado. A velocidade de corte ace-lera a transição da morfologia do cavaco em função da dureza, mostrando que não é possível estipular uma única dureza para designação do termo usinagem de aços endurecidos, mas sim a região a partir da qual há a tran-sição da morfologia de cavacos contínuos para cavacos no formato dente de serra, já apresentado na Figura 2.2b.
Figura 2.4 – Morfologia dos cavacos em função da dureza e da velocidade de corte. Adaptado de [22].
Em resumo, a transição entre o torneamento convencional e o tor-neamento de aços endurecidos é caracterizada pela inflexão da curva das componentes da força de usinagem trazida na Figura 2.2a. Concomitan-temente ocorre a mudança na morfologia do cavaco contínuo para cavaco formato dente de serra e três principais fatores a influenciam: dureza da peça, velocidade de corte e espessura de cavaco. Os cavacos formato dente de serra são formados para espessuras de cavaco maiores que 20 μm. Quando essa espessura for inferior a 20 μm, a tendência é de que se formem cavacos contínuos [9].
2.2 Ferramentas de Usinagem de PCBN
De acordo com De Lacalle et al. [23], uma boa ferramenta de usi-nagem deve: (a) possuir boa estabilidade química e física em altas tempe-raturas, pois a temperatura na interface cavaco-ferramenta pode alcançar mais de 700°C em alguns casos; (b) manter a dureza nas altas temperatu-ras sofridas ao longo da usinagem; (c) apresentar baixo desgaste de abra-são e adeabra-são; (d) possuir tenacidade suficiente para evitar fratura. Acres-centam ainda Klocke e König [9] que uma boa ferramenta de usinagem deve: (a) possuir boa dureza e boa resistência à flexão; (b) possuir um gume resistente; (c) ser resistente à oxidação; (d) apresentar baixa tendên-cia à adesão e difusão; (e) possuir boa reprodução do padrão de desgaste, fundamental para criação de um modelo de previsão de desgaste de ferra-mentas.
entre 1 e 50 μm são sinterizados com uma fase ligante. Como fase ligante, podem ser utilizados os seguintes compostos: Al, Ti, TiAlN, TiC ou Co, Ni e W. As ferramentas são geralmente classificadas em dois grupos: alto teor de CBN e baixo teor de CBN. As ferramentas com alto teor de CBN (entre 80-90%vol de CBN) possuem maior condutividade térmica, maior dureza e maior resistência ao desgaste abrasivo, enquanto as ferramentas com baixo teor de CBN (entre 45-65%vol de CBN) possuem maior esta-bilidade química e, com isso, maior resistência ao desgaste difusivo. De forma geral, as ferramentas com baixo teor de CBN possuem geralmente ligante cerâmico. Em operações de acabamento em corte contínuo, o PCBN com baixo teor de CBN é preferível [9,24]. Quando o corte é in-terrompido, PCBN com alto teor de CBN é recomendado [23]. Na Tabela 2.1 é possível ver o tamanho médio de grão, fase ligante, dureza, condu-tividade térmica e resistência à flexão de tipos de PCBN disponíveis no mercado.
Tabela 2.1 – Comparativo de tipos de PCBN disponíveis no mercado. Adaptado de [9].
Teor de CBN [%vol.] 60 90
Tamanho médio de grão de CBN [μm] 1 0,5-4
Fase ligante Ti-Cerâmico Co-W
Dureza Knoop [GPa] 33 40-43
Condutividade térmica [W/mK] 45 100-110 Resistência à flexão [GPa] 1,2 1,3 Além do material da ferramenta, outra característica importante das ferramentas no torneamento com pequenas espessuras de cavaco, como é o torneamento de aços endurecidos, é a geometria do gume. A norma DIN 6582:1988 estabelece três tipos principais de gume: arredon-dado, chanfrado e afiado, conforme a Figura 2.5 [25].
Figura 2.5 – Tipos de gumes segundo a norma DIN 6582:1988. Fonte [11]. As ferramentas de PCBN são muito frágeis e, portanto, precisam de uma preparação de gume adequada. Isto é normalmente alcançado com um gume chanfrado, que direciona os esforços durante a usinagem para o centro da ferramenta, o que diminui a chance de quebra do gume [26,27]. Além disso, a geometria da ferramenta deve ser negativa, isto é, com ân-gulo de saída γ menor que zero. A Figura 2.6a mostra um inserto ajustado para ter ângulo de saída negativo e na Figura 2.6b, ângulo de saída neutro [27].
Figura 2.6 – Ferramenta ajustada: (a) com ângulo de saída negativo; (b) com ân-gulo de saída neutro. Adaptado de [28].
O ângulo de saída negativo associado à condição de acabamento no torneamento de materiais endurecidos faz com que predominem nas ferramentas de PCBN o desgaste de flanco e o desgaste de cratera, con-forme mostrado na Figura 2.7 [29].
Figura 2.7 – Desgaste característico em ferramentas de PCBN. Adaptado de [29].
O desgaste de flanco influencia fortemente na peça, com relação à integridade da superfície e precisão dimensional, enquanto o desgaste de cratera influencia na confiabilidade do processo em decorrência da fragi-lização do gume [30].
2.3 Tipos e Mecanismos de Desgaste
As ferramentas de usinagem falham geralmente de três maneiras distintas: (a) quebra devido a forças excessivas e/ou choques; (b) perda da afiação do gume por deformação plástica devido a altas tensões e tem-peraturas; (c) desgaste gradual do flanco e da face da ferramenta. Os dois primeiros modos representam falhas precoces da ferramenta e que podem ser evitados. O último é inevitável, mas pode ser ajustado para ser ade-quado às condições de qualidade e econômicas do processo [3].
Como pode ser visto na Figura 2.8, o valor do VBB, um dos mais
utilizados critérios de avaliação de vida de ferramentas, pode variar con-forme o local de medição escolhido pelo operador. A escolha errônea do ponto/linha de referência pode mudar os valores de VBB na curva de
des-gaste. A superfície da ferramenta em algum passe seguinte é diferente da condição anterior e isso pode inibir a utilização da mesma referência ado-tada na medição anterior [31].
Segundo a norma ISO 3685:1993 [8] e Diniz, Marcondes e Coppini [27], para a avaliação do VBB, a referência deve ser a marca superior do
desgaste de flanco da ferramenta, situação que pode minimizar o VBB,
visto que a linha de referência estará abaixo da utilizada na condição an-terior. Segundo Klocke e König [9], Astakhov [32] e Trent e Wright [33], a referência da medição deve ser a linha do gume isento de desgaste. Esta segunda situação é mais difícil de ser observada sob um microscópio de
ferramentaria, por exemplo. Machado et al. [34] não definem com clareza qual deve ser a linha de referência para a medição do VBB.
Figura 2.8 – Desgaste de flanco em ferramentas de corte. Adaptado de [8,9]. Na avaliação do desgaste de flanco em ferramentas de usinagem realizada em um microscópio de ferramentaria, as principais fontes de erro de medição decorrem: da profundidade de foco para identificar a marca de desgaste e de linhas de referência da medição, detalhes que tor-nam o desgaste de flanco muitas vezes impreciso.
Quando a marca de desgaste alcançar um valor predeterminado (critério de fim de vida), diz-se que a ferramenta está gasta e, então, deve ser trocada para impedir que peças defeituosas sejam produzidas, por exemplo. Num ambiente industrial, essa etapa é crucial, pois define a to-mada de decisões sobre a ferramenta e, por consequência, influenciam nos custos do processo. De uma forma ou de outra, os gastos oriundos da tomada de decisão sobre o desgaste da ferramenta será repassado ao pro-duto ou se tornarão prejuízo para a empresa [3].
Quanto à avaliação do desgaste de cratera, outros parâmetros de desgaste costumam ser adotados, como, por exemplo, KT, KM e KB. Es-tes parâmetros são unidimensionais e relativos às dimensões do desgaste de cratera. KT é a profundidade da cratera, KM é a distância do meio da cratera e KB é a largura da cratera, como pode ser visto na Figura 2.9.
Figura 2.9 – Desgaste de cratera em ferramentas de cortes. Adaptado de [9]. Os parâmetros unidimensionais tratados até aqui são ainda muito utilizados, mas parâmetros volumétricos já foram utilizados como critério para avaliação do desgaste de ferramentas de usinagem e se mostraram eficazes. Boing [11] utilizou a sobreposição da superfície da ferramenta desgastada e da superfície da ferramenta sem desgaste (obtidas por mi-croscopia com variação de foco) para obter parâmetros volumétricos. O sequenciamento dessa obtenção é mostrado na Figura 2.10.
Figura 2.10 – Sequenciamento da medição de parâmetros volumétricos. Adap-tado de [11]
Mais detalhadamente, a ferramenta isenta de desgaste é caracteri-zada sob um microscópio de variação de foco e cria-se uma superfície de referência (I). Na sequência, a ferramenta usina e a superfície desgastada é caracterizada (II). Sobrepõem-se as duas superfícies (III) e calculam-se as diferenças geométricas entre ambas (IV).
A partir do método descrito é possível elencar parâmetros volumé-tricos. A Tabela 2.2 mostra os parâmetros de desgaste avaliados e propos-tos por Boing [11]. Os parâmetros WRM e WMD dizem respeito ao desgaste
promovido pela perda de material ou deformação da ferramenta, os parâ-metros WAM e WMH dizem respeito ao desgaste promovido pela adição de
material ou deformação da ferramenta e o parâmetro WAA diz respeito a
WMD podem ser atribuídos ao desgaste por perda de material da
ferra-menta e os parâmetros WAM e WMH, ao desgaste por adesão de material.
Tabela 2.2 – Parâmetros de desgaste [11].
Parâ-metro
Uni-dade
Definição
WRM μm³ Volume de material removido da ferramenta em
relação à superfície de referência WMD μm Máxima profundidade de defeito em relação à
superfície de referência
WAA μm² Área afetada da ferramenta em relação à
superfície de referência
WAM μm³ Volume de material adicionado à ferramenta em
relação à superfície de referência WMH μm Máxima altura de defeito em relação à
superfície de referência
Boing et al. [35] afirmam que os parâmetros descritos na Tabela 2.2 são funcionais para a identificação do nível de desgaste das ferramentas e são um método complementar para a discussão de fenômenos da usinagem como, por exemplo, mecanismos de desgaste.
Após a discussão dos tipos de desgaste de ferramentas de PCBN e dos parâmetros de avaliação segundo a norma e trabalhos com proposta de parâmetros volumétricos, torna-se necessário o estudo dos principais mecanismos de desgaste atuantes em ferramentas de PCBN.
Attanasio et al. [36], ao usinarem o aço AISI 52100 a 57 HRC va-riando avanço (0,075 a 0,125 mm) e velocidade de corte (150 m/min a 350 m/min) e mantendo a profundidade de corte igual a 1,2 mm, verifica-ram que o desgaste de flanco é influenciado principalmente por abrasão, que é fortemente afetada pela velocidade de corte. Já a taxa de desgaste de cratera é influenciada pela velocidade de corte e avanço e os mecanis-mos associados são abrasão (influenciada pela velocidade de corte) e di-fusão (influenciada pela temperatura de corte).
A intensidade dos mecanismos de desgaste na ferramenta de PCBN de acordo com a dureza do aço usinado foi avaliada qualitativamente por Boing [11] e está representada na Figura 2.11.
Figura 2.11 – Intensidade relativa dos mecanismos de desgaste para ferramentas de PCBN em função: (a) da dureza do material da peça; (b) da fração
volumé-trica de carbonetos do material da peça [11].
Na Figura 2.11a é possível perceber que, com o aumento da dureza até 50 HRC, os mecanismos da adesão e da abrasão se tornam progressi-vamente menores. Após 50 HRC, o mecanismo da abrasão se intensifica significativamente, o que explica a redução da vida nas ferramentas. Adi-cionados à abrasão, porém em intensidades menores, estão a difusão e a solicitação mecânica. A adesão tende a diminuir gradualmente com o au-mento da dureza. Para a condição de 60 HRC, os principais mecanismos de desgaste são a abrasão e a difusão [35].
Já em relação à fração volumétrica de carbonetos contida no mate-rial da peça, a intensidade dos mecanismos de desgaste varia de maneira diferente, conforme pode ser visto na Figura 2.11b. Com o aumento da fração volumétrica de carbonetos no material da peça, a intensidade da abrasão aumenta progressivamente, a adesão tende a reduzir até uma fra-ção volumétrica de 4% e depois tende a aumentar significativamente, a difusão tende a reduzir e a solicitação mecânica tende a aumentar. Assim, é possível comparar as frações volumétricas de carbonetos com materiais-base. Para 0%, Boing [11] utilizou o aço AISI 4340, para 4%, o aço AISI 52100 e para 10%, o aço AISI D2. A morfologia do desgaste de ferra-menta de PCBN para o aço AISI 52100 a 60 HRC pode ser vista na Figura 2.12, onde é possível perceber que a abrasão é o mecanismo de desgaste mais evidente, seguido pela difusão e, por fim, a adesão. As condições de corte foram vc = 150 m/min, f = 0,08 mm e ap = 0,20 mm. Na Figura 2.13,
é possível ver a morfologia do desgaste de ferramenta de PCBN para aço AISI D2 a 60 HRC com a mesma velocidade de corte, avanço e profun-didade do aço AISI 52100.
Figura 2.12 – Morfologia do desgaste da ferramenta de PCBN para o aço AISI 52100 a 60 HRC [11].
Figura 2.13 – Morfologia do desgaste da ferramenta de PCBN para o aço AISI D2 a 60 HRC [11].
Diferentemente do aço AISI 52100, o aço AISI D2 apresenta para os mesmos parâmetros de usinagem maior abrasão, adesão e, inclusive, a presença de microlascamentos. O aumento na abrasão e microlascamen-tos está associado ao aumento da fração volumétrica de carbonemicrolascamen-tos, que atuam como partículas abrasivas na usinagem. O aumento da adesão pode ser relacionado à elevada presença de Cr no aço AISI D2 [11].
2.14 mostra a imagem de MEV e o resultado da EDS para vc = 100 m/min.
É possível identificar as marcas de abrasão e a cratera como principais formas de desgaste na ferramenta.
Figura 2.14 – Morfologia do desgaste da ferramenta de PCBN para o aço AISI D2 a 52 HRC. Adaptado de [24].
O que é possível ver como desgaste é o resultado de uma combi-nação de mecanismos de desgaste. Mesmo que se tenha um valor numé-rico para o desgaste, a previsão da vida da ferramentas depende do com-portamento conjunto de todos os mecanismos de desgaste. Estes não atuam separadamente mas sempre ao mesmo tempo, tornando difícil a separação, quantificação e estimativa de cada mecanismo isoladamente. Neste contexto, parâmetros volumétricos fornecem mais informações so-bre a superfície da ferramenta e, portanto, tornam possível analisá-la com maior detalhamento, mesmo que não separe os mecanismos de desgaste. Isto é um indício de que medições volumétricas podem produzir estima-tivas com menores em erros em comparação com medições lineares [35]. 2.4 Vida de Ferramentas
O desgaste de ferramentas de usinagem possui um comportamento característico, conforme mostrado na Figura 2.15, curva típica de desgaste de ferramentas.
Figura 2.15 – Curva típica de desgaste de ferramenta. Adaptado de [22]. O estágio I representa um desgaste rápido do gume novo da ferra-menta. O estágio II é uma região na qual a taxa de desgaste é constante. Por fim, o estágio III apresenta alta taxa de desgaste e o gume deve ser substituído por um novo antes da fratura da ferramenta [23]. Ou seja, a transição do estágio II para o III representa o limite de vida quando con-siderado o desgaste. Entretanto, para o PCBN, a curva de desgaste tende à linearidade, como pode ser visto na Figura 2.16, resultado dos ensaios de Yallese et al. [37] usinando com ferramenta de PCBN o aço DIN 100Cr6 (AISI 52100) com avanço de 0,08 mm e profundidade de corte de 0,5 mm. A velocidade de corte foi variada entre 90 e 350 m/min.
em cinco categorias: (a) modelos empíricos; (b) modelos analíticos; (c) modelos numéricos; (d) modelos baseados em inteligência artificial; (e) modelos híbridos, que são combinações dos quatro anteriores. Este item tem como objetivo apresentar vários modelos de vida de ferramentas para materiais não-endurecidos e endurecidos.
Modelos empíricos, que buscam ajustar curvas baseados em dados experimentais, são aplicáveis à maioria das operações de usinagem para variáveis mensuráveis do processo, costumam ser práticos, rápidos e es-timam diretamente parâmetros relevantes ao ambiente industrial, mas po-dem necessitar de muito tempo e custos para experimentação [38].
Os modelos analíticos partem de princípios e teorias para prever forças de corte, geometria de cavaco, comprimento do contato cavaco-ferramenta, tensões médias, deformações, taxas de deformação e tempe-raturas. Estes modelos têm como maior desvantagem o fato de serem so-lução para uma única combinação de parâmetros, sendo que uma nova análise é necessária caso os parâmetros sejam alterados [38].
Modelos numéricos utilizam métodos computacionais, como mé-todo dos elementos finitos (FEM), para prever forças, geometria do ca-vaco, tensões, deformações, taxas de deformação e temperaturas. Estes são modelos que podem necessitar de longo tempo computacional para apresentar a solução [38].
Em modelos baseados em inteligência artificial, podem ser usadas técnicas como a utilização de redes neurais para prever desgaste de flanco, por exemplo. Por fim, a combinação de qualquer um dos modelos já ex-plicado é chamada de modelo híbrido e procura combinar as vantagens das outras abordagens [38].
2.5.1 Modelos empíricos
Um dos mais importantes e tradicionais métodos empíricos para determinar a vida de ferramenta é fazer uma curva de desgaste. O ensaio consiste no torneamento cilíndrico externo com parâmetros constantes e fazer sucessivas medições do VBB até que se alcance um valor limite,
chamado de critério de fim de vida. A intervalos regulares é feita a medi-ção do desgaste de flanco VBB até que se alcance o critério de fim de vida
determinado. Repete-se este teste para diferentes velocidades de corte (pelo menos três), conforme mostrado na Figura 2.17, exemplificado como critério de fim de vida VBB = 0,3 mm.
Figura 2.17– Curva de desgaste e critério de fim de vida. Adaptado de [9].
Em escala logarítmica, estes valores podem ser aproximados para uma reta em uma expressão do tipo
𝑦 = 𝑏 ∙ 𝑥𝑎, (2.1)
onde 𝑦 é a variável dependente, 𝑥 é a variável independente, 𝑎 é o coefi-ciente angular da reta e 𝑏 é o coeficoefi-ciente linear. Em usinagem, a variável independente é a velocidade de corte, em m/min, e a variável dependente é a vida da ferramenta, em min. Adaptando as variáveis à usinagem, tem-se a expressão
𝑇 = 𝐶𝑣∙ 𝑣𝑐𝑘, (2.2)
onde 𝑇 é a vida da ferramenta [min], 𝑣𝑐 é a velocidade de corte [m/min]
e 𝐶𝑣 e 𝑘 são constantes do processo.
A Equação 2.2, conhecida como equação de Taylor, leva em con-sideração que a velocidade de corte é a variável mais significativa na vida da ferramenta. Esta equação pode ser ampliada para levar em considera-ção outros parâmetros, como avanço e profundidade de corte, entre outros
Figura 2.18 – Curva de vida de ferramenta e equação de Taylor para o aço C53E. Adaptado de [9].
Para se criar uma curva de Taylor, a peça deve ser usinada até o critério de fim de vida ser alcançado. Isto significa que, dependendo da condição, pode demorar muito tempo. Esta metodologia é utilizada para prever a vida da ferramenta para velocidades de corte diferentes das utili-zadas para realizar os ensaios. Há a necessidade de se realizarem réplicas para aumentar a confiabilidade do modelo e as dispersões podem ser grande o suficiente para resultar em valores imprecisos. Esse processo demanda tempo e a demora para realizar uma curva de vida pode inviabi-lizar a utilização desta metodologia no ambiente industrial. Por exemplo, para ferramenta de PCBN usinando o aço AISI 52100 a 60 HRC, f = 0,08 mm e ap = 0,3 mm, pode-se chegar a vidas de 25 min para vc = 110 m/min
e mais de 14 min para vc = 175 m/min utilizando VBB máx. = 0,2 mm como
critério de fim de vida [39]. Em outro caso, pode-se chegar a mais de 90 min de usinagem para alcançar o critério de fim de vida VBB = 0,2 mm
para ferramenta de metal-duro usinando o aço AISI D2 a 60 m/min [24]. Além disto, o teste gera custos: (a) pela ferramenta, inutilizada após o ensaio; (b) pela máquina-ferramenta, que não está produzindo peças; (c) pelo operador para realizar o ensaio.
Johansson et al. [10] analisaram onze combinações diferentes de material de peça e ferramenta de usinagem de metal-duro no torneamento. Para cada combinação foram utilizados diferentes modelos de cálculo de vida de ferramenta: equação de Taylor, modelo Coromant e equação de Colding.
Utilizou-se a equação de Taylor tradicional na forma
𝑣𝑐∙ 𝑇𝑚= 𝐶𝑇, (2.3)
onde vc é a velocidade de corte, T é a vida esperada e CT e m são
constan-tes. Outras duas formas da equação de Taylor foram utilizadas pelos au-tores em sua forma expandida. Uma delas acrescentou as informações de avanço f e profundidade de corte ap com expoentes constantes p e q,
con-forme equação
𝑣𝑐∙ 𝑓𝑝∙ 𝑎𝑝 𝑞
∙ 𝑇𝑚= 𝐶𝑇. (2.4)
A outra delas acrescentou, da primeira, a informação de espessura equivalente de cavaco he com expoente constante p, conforme equação
𝑣𝑐∙ ℎ𝑒 𝑝
∙ 𝑇𝑚= 𝐶𝑇. (2.5)
Outras equações da vida da ferramenta utilizadas pelos autores são variações do modelo Coromant versão 1, conforme equação
𝑣𝑐= 10
𝑣𝑐𝑎∙𝑓2+𝑣𝑐𝑏∙𝑓+𝑣𝑐𝑐 (𝑇𝐿𝑎𝑐𝑡
𝑇𝐿𝑛𝑜𝑚)∙𝑚 , (2.6)
onde vca, vcb, vcc e m são constantes, f é o avanço, vc é a velocidade de
corte, TLact é a vida prevista da ferramenta e TLnom é a vida nominal da
ferramenta, determinada como 15 min para o trabalho. As outras varia-ções do modelo Coromant versão 1 trocam o avanço f pela espessura mé-dia de cavaco hm e espessura equivalente de cavaco he, respectivamente.
A equação de Colding foi também utilizada pelos autores em sua forma normal e forma com he extrapolada e é também um modelo
adotado foi VB = 0,3 mm.
Na Figura 2.19 é possível ver um gráfico que reúne as informações das várias condições de usinagem para cada modelo e o erro que cada modelo representou na vida da ferramenta de usinagem. Cada modelo é representado por uma letra, a saber: equação de Colding (A), equação de Colding modificada (B), modelo Coromant versão 1 com avanço (f) como base (C), modelo Coromant versão 1 com espessura equivalente de ca-vaco (he) como base (D), modelo Coromant versão 1 com espessura de
cavaco (hm) como base (E), equação de Taylor (F), equação de Taylor
expandida com profundidade de corte (ap) e f como base (G) e equação
de Taylor expandida com he como base (H).
Figura 2.19– Erro do modelo em função do modelo para as diversas condições utilizadas. Adaptado de [10].
É possível perceber na Figura 2.19 que a equação de Taylor teve os maiores erros de todos os modelos analisados e o modelo que resultou em menores erros foi a equação de Colding.
Para aços endurecidos, Lima et al. [40] modelaram o desgaste de ferramentas ao usinar o aço AISI D2 com 58 HRC, ferramenta de cerâ-mica mista código ISO CNMA 120408 T01020 C650, velocidades de corte de 80, 150 e 200 m/min, avanços de 0,05, 0,10 e 0,15 mm e profun-didade de corte constante de 0,2 mm. A vida das ferramentas em função de velocidade de corte pode ser vista na Figura 2.20. O critério de fim de vida utilizado foi VBC = 0,15 mm.
Figura 2.20 – Vida da ferramenta em função da velocidade de corte na usina-gem do aço AISI D2 a 58 HRC. Adaptado de [40].
Da forma como os autores propuseram seu modelo, a vida das fer-ramentas não pode ser explicada por uma reta em um gráfico com eixos logarítmicos. Isso é um fator indicador de que a equação de Taylor não é um modelo válido para estas condições. O modelo gerado por Lima et al. [40] levou em consideração a velocidade de corte e o avanço, conforme a equação
𝑇 = 23,27 − 0,055 ∙ 𝑣𝑐− 25 ∙ 𝑓, (2.8)
onde 𝑇 é a vida da ferramenta [min], 𝑣𝑐 é a velocidade de corte [m/min]
e 𝑓 é o avanço [mm].
Os autores consideraram que o modelo que descreve a vida da fer-ramenta depende somente da velocidade de corte e do avanço. Dentro do escopo de seu trabalho, essa equação apresentou R² = 0,93.
Poulachon, Moisan e Jawahir [22] fizeram um modelo levando em consideração a velocidade de corte, o avanço, a profundidade de corte e a dureza do material. O aço usinado foi o aço AISI 52100 (DIN 100Cr6) a 38, 52 e 60 HRC com insertos de PCBN código ISO SNGA 120408 S01020 7020 com revestimento de TiN com espessura de 2 μm. O critério de fim de vida utilizado pelos autores foi de VB = 0,3 mm, e chegou-se à equação
para discussão de como cada parâmetro influencia individualmente na vida da ferramenta para as condições estudadas, chegando à conclusão de que a velocidade de corte influencia muito mais do que a profundidade de corte e o avanço. Estudos dos erros do modelo não foram realizados pelos autores.
2.5.2 Modelos analíticos
Um dos principais modelos analíticos já desenvolvidos foi apre-sentado por Usui, Shirakashi e Kitagawa et al. [41] na forma de uma equa-ção diferencial ordinária. Esta equaequa-ção já tinha sido apresentada anterior-mente, mas os pesquisadores foram além e a comprovaram experimental-mente. O desgaste foi calculado como
𝑑𝑊
𝜎𝑡∙𝑑𝐿= 𝐶1∙ 𝑒
(−𝐶2
𝜃), (2.10)
onde dW é o volume desgastado, dL é o comprimento de escorregamento do volume desgastado, σt é a tensão normal na superfície de contato, θ é
a temperatura na superfície do cavaco e C1 e C2 são constantes.
A distribuição da tensão normal σt para um comprimento l pode ser
aproximada por
𝜎𝑡= 𝑒 [𝐷∙(1−𝑙
𝑙𝑐)], (2.11)
onde lc é o comprimento de contato cavaco-ferramenta e D é uma
cons-tante.
Os autores calcularam por meio das equações e resultados empíri-cos as tensões e temperaturas nas faces desgastadas. Com isso, chegou-se à seguinte equação para a previsão do desgaste de cratera
𝑑𝑊
𝜎𝑡∙𝑉𝑐∙𝑑𝑡= 0,01198 ∙ 𝑒
onde Vc é a velocidade do cavaco.
A equação característica para o desgaste de flanco foi
𝑑𝑊
𝜎𝑡∙𝑣𝑐∙𝑑𝑡= 7,8 ∙ 10
−9∙ 𝑒(−5301,6
𝜃 ). (2.13)
Os autores concluíram que o sistema para previsão de desgaste de-senvolvido tinha aparentemente uma “natureza determinística”. Chegou-se a resultados com boa relação entre valores calculados e experimentais, embora os autores não tenham apresentado explicitamente os valores de erro do método [41].
Huang e Dawson [42] avaliaram o desgaste de cratera KT em fer-ramentas de PCBN com baixo teor de CBN no torneamento do aço AISI 52100 modelando matematicamente a geometria de interesse, o desgaste por abrasão, o desgaste por adesão, o desgaste por difusão e a profundi-dade de cratera e compararam os resultados com experimentos. O modelo mostrou-se bom para previsão do desgaste de cratera para alguns tempos específicos de usinagem, mas não representam o comportamento ao longo da vida. Algumas condições estudadas chegaram a quase 20% de dife-rença no tempo final de ensaio.
Pálmai [43] propôs um modelo matemático para o desgaste de flanco VB, onde foi utilizada a marca de desgaste considerando o rebai-xamento do gume em decorrência do desgaste em função do tempo. As ferramentas utilizadas foram de metal-duro não revestido. Chegou-se à equação 𝑑𝑊 𝑑𝑡 = 𝑣𝑐 𝐹[𝐴𝛼+ 𝐴𝑡ℎ𝑒 − 𝑄 (𝑣𝑐𝑥+𝐾𝑊)𝑅𝑇𝑐], (2.14)
onde F é a marca de desgaste levando em consideração o rebaixamento do gume, t é o tempo, vc é a velocidade de corte, Aα é uma constante de
desgaste por abrasão e adesão, Ath é uma constante de desgaste
termica-mente ativado, Q é a energia de ativação aparente do desgaste, K é uma constante do processo, R é a constante geral dos gases e Tc é a temperatura
constante de corte. Segundo o autor, as curvas calculadas a partir da equa-ção do desgaste possuem alta correlaequa-ção com as medições de desgaste de flanco. Ainda segundo o autor, a equação de Taylor pode ser determinada para qualquer critério de fim de vida com essas curvas de desgaste. Isto pode ser considerado pelo fato de o autor ter utilizado ferramentas de me-tal-duro, diferentemente de uma aplicação com aços endurecidos e ferra-mentas de PCBN onde o comportamento a vida da ferramenta em função
42CrMo4. O modelo computacional levou em consideração as tensões envolvidas e transferência de calor no processo de torneamento longitu-dinal. O critério de fim de vida foi VB = 0,3 mm. A Figura 2.21 mostra os resultados obtidos pelos autores.
Figura 2.21– Comparação entre desgaste de flanco experimental e numérico. Adaptado de [44].
Na Figura 2.21 é possível perceber que há certa diferença entre o modelo numérico (linha vermelha) e o polinômio obtido pelos dados ex-perimentais (linha preta). Isto mostra que é possível prever a vida para o critério adotado, mas que, ao longo do ensaio, existem diferenças que po-dem ser significativas. Se o critério fosse outro, os resultados talvez não fossem adequados.
O modelo apresentado por Bencheikh et al. [44] prevê uma condi-ção na qual o critério de fim de vida é alcançado em menos de 3 minutos, condição tão extrema que a utilidade do modelo pode ser questionada. Com a coleta de 5 medições o modelo foi alimentado e, ao mesmo tempo, o critério de fim de vida foi alcançado, portanto, é difícil dizer se a vida foi prevista ou não.
Fernando Ramírez et al. [45] propuseram um método para avalia-ção do desgaste KT utilizando análise dimensional e método dos elemen-tos finielemen-tos no corte ortogonal do aço AISI 1018 com ferramenta de metal-duro não revestidas. Modelaram-se os efeitos combinados dos mecanis-mos de desgaste térmicos e mecânicos. Por fim, conseguiu-se prever a profundidade máxima de cratera e sua localização com boa relação com os resultados experimentais, de acordo com os autores. Para condições de alta velocidade de corte ou alto avanço, o modelo subestimou a profundi-dade de cratera. Chegou-se também à conclusão de que a temperatura é o principal fator influenciador no desgaste, seguido pela velocidade de es-coamento e a pressão normal.
Stenberg et al. [46] fizeram simulações numéricas baseados em partículas hidrodinâmicas suavizadas, técnica capaz de utilizar grandes deformações. Para os experimentos, utilizaram-se dois aços de microes-trutura perlítica e ferrítica nas proporções 75/25 e 85/15. As ferramentas utilizadas foram de metal-duro revestido. O método computacional de material utilizado foi o modelo de material de Johnson Cook. De acordo com os autores, este método permite prever o desgaste na face da ferra-menta.
Outros trabalhos procuram entender os fenômenos da usinagem comparando resultados computacionais com os valores de desgaste expe-rimentais, como fizeram Salvatore et al. [47] com ferramentas de metal-duro, avaliando o desgaste de flanco VB, profundidade de cratera KT e distância do centro da cratera até o gume KM.
2.5.4 Modelos baseados em inteligência artificial
Attanasio et al. [48] estudaram a evolução de VB e KT (profundi-dade de cratera) em função do tempo no torneamento do aço AISI 1045 com ferramentas de metal-duro utilizando redes neurais artificiais e mé-todo de superfície de resposta. O mémé-todo da superfície de resposta resul-tou em equações onde VB e KT são funções da velocidade de corte, do avanço e do tempo para as condições de corte utilizadas. Analisando os resultados de ambos os métodos, chegou-se à conclusão de que os erros apresentados pelo uso das redes neurais artificiais são menores do que aqueles gerados pelo método da superfície de resposta.
Mikołajczyk et al. [49] usinaram o aço C45 com avaliação do des-gaste de flanco a cada determinado tempo. Os dados das medições – ob-tidas por meio de reconhecimento de imagem de desgaste de flanco – ali-mentavam uma rede neural artificial que era treinada. O critério de fim de vida adotado pelos autores foi de VB = 0,4 mm. A Figura 2.22 mostra
Figura 2.22– Comparação entre desgaste de flanco previsto e medido. Adaptado de [49].
É possível perceber na Figura 2.22 que o desgaste previsto é pró-ximo ao desgaste medido, revelando que o método pode ser utilizado para a previsão de vida de ferramentas.
A maioria dos trabalhos utiliza equações para condições específi-cas ou modelos que podem obter conclusões somente após a comparação com resultados experimentais. Além disso, eles se baseiam na norma ISO 3685:1993, que prevê a utilização de parâmetros unidimensionais para quantificar o complexo fenômeno do desgaste da ferramenta. Diversos modelos empíricos e analíticos procuram separar a influência de cada me-canismo de desgaste, porém, na prática, é a combinação e a interação des-ses mecanismos que resultam na superfície observada após o ensaio.
3 PROCEDIMENTOS METODOLÓGICOS
Esta dissertação foi dividida em duas partes, respectivamente: (a) ensaios de torneamento com ferramentas de PCBN para obtenção de da-dos; (b) desenvolvimento do modelo matemático para previsão de vida de ferramentas de PCBN com base na taxa volumétrica de desgaste.
3.1 Procedimentos Experimentais
Esta etapa consiste em ensaios de vida de ferramentas, isto é, várias medições de desgaste são feitas ao longo do experimento. A operação de usinagem adotada é o torneamento do aço AISI 52100 (DIN 100Cr6) com 60 HRC, pois trata-se da dureza de aplicação e, com isso, reflete o valor aplicado na indústria. A escolha do aço foi motivada pela baixa tendência à adesão relatada por Boing [11], além de possuir tendência linear do comportamento do desgaste volumétrico. Estas condições são favoráveis à observação do volume de material removido da ferramenta. O aço AISI 52100 é também um material muito estudado e usinado, em decorrência da sua aplicação em rolamentos.
Nesta etapa, utilizou-se um centro de torneamento CNC (Comando Numérico Computadorizado), modelo GL240 da fabricante ROMI®, dis-ponível no CTIF (Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação), do Centro Universitário de Brusque – UNIFEBE. A potência nominal no eixo árvore, a rotação máxima, a pressão máxima de fechamento hidráu-lico das três castanhas e o diâmetro da placa são de 15 kW, 4500 rpm, 26 bar e 210 mm, respectivamente. O desenvolvimento da dissertação pode ser sintetizado no fluxograma mostrado na Figura 3.1.
Os parâmetros de usinagem adotados procuram contemplar uma gama de velocidades de corte para ferramentas de PCBN, sendo que o avanço será fixo e a profundidade de corte será também fixa – em função da simulação de operações de acabamento. Como a recomendação do fa-bricante era utilizar 150 m/min, as velocidades de corte foram seleciona-das de modo a se obter valores também acima e abaixo deste e sempre com um incremento de 25%. Para cada experimento são propostas duas repetições. Assim, totalizaram-se 9 ensaios.
Figura 3.1 – Fluxograma da dissertação.
Os parâmetros de corte estão dentro da recomendação para mate-riais endurecidos de precisão (vc ≈ 100-200 m/min, f ≈ 0,05-0,15 mm e ap
≈ 0,1-0,5 mm) [9].
A fim de facilitar a compreensão, os ensaios serão nominados pelo valor da velocidade de corte concatenado a um sinal de “-” e o número da repetição. Por exemplo, a primeira repetição da condição com velocidade de corte igual a 150 m/min se chamará condição 150-1.
A operação utilizada nesta dissertação foi faceamento e, para tanto, utilizaram-se corpos de prova em formato de disco. O sistema de fixação utilizado (Figura 3.2) possui formato específico dos corpos de prova e um batente para facilitar o ajuste da profundidade do corpo de prova. As cas-tanhas são fabricadas de aço AISI 4340 com 40 ± 1 HRC para minimizar as deformações durante a operação [11].
Figura 3.2 – Sistema de fixação do corpo de prova. Fonte: acervo do grupo de pesquisa GUME.
A geometria do corpo de prova (Figura 3.3) foi baseada em Boing [11]. Esta geometria tem como objetivo aumentar a estabilidade do pro-cesso e, com isso, evitar danos na superfície do corpo de prova ou influ-enciar no desgaste da ferramenta.
Para que os choques na entrada e na saída da ferramenta sejam re-duzidos, realizaram-se chanfros no diâmetro interno e externo de dimen-são 1,5 mm x 45°. Quando suprimidos, esses chanfros foram sempre re-feitos.
Figura 3.3 – Geometria do corpo de prova.
As ferramentas de PCBN utilizadas foram fornecidas pela empresa Sandvik Coromant®, código SNGA 120408 S01030A, classe 7025 (ISO H20), com baixo teor de CBN (60%) e possuem distribuição bimodal de grãos (1 e 3 μm) com ligante de cerâmica. Estas ferramentas não possuem revestimento [50].
O sequenciamento dos procedimentos dos experimentos pode ser visto no fluxograma mostrado na Figura 3.4.
Figura 3.4 – Fluxograma dos experimentos.
Antes dos experimentos com as ferramentas propriamente ditas, a peça foi usinada com uma ferramenta diferente a fim de reduzir o bati-mento radial. A ferramenta de PCBN foi primeiramente limpa com álcool isopropílico e criou-se uma superfície de referência a partir da ferramenta sem desgaste com medição no microscópio Alicona® Infinite Focus G5, com tecnologia FVM (Focus Variation Microscopy) (Figura 3.5), dispo-nível no CTIF. Na sequência, a ferramenta foi montada no sistema de fi-xação da máquina-ferramenta e usinou-se a peça por um tempo determi-nado. O teste consistiu em passes radiais do diâmetro externo para o diâ-metro interno. Quando o tempo de usinagem previsto foi alcançado, a fer-ramenta foi novamente limpa com álcool isopropílico, com intenção de reduzir a quantidade de resíduos aderidos que pudessem interferir na me-dição do desgaste, e levada ao microscópio para nova meme-dição da super-fície da ferramenta, desta vez desgastada. As supersuper-fícies sem desgaste e desgastada foram sobrepostas e mediu-se o valor de WRM, além do
VBmáx., e esse procedimento foi repetido até que fosse alcançado o valor
Figura 3.5 – Alicona® Infinite Focus G5 [11].
A Figura 3.6a mostra a peça na máquina-ferramenta, conforme fo-ram realizados os experimentos. A Figura 3.6b mostra um momento do ensaio.
Figura 3.6– a) Montagem da peça na máquina-ferramenta. b) Peça sendo usi-nada durante o ensaio.
As variáveis de saída dos experimentos são o VBmáx., o WRM e,
além deles, a rugosidade da peça Ra. Esta última não como foco do
traba-lho, mas para averiguar o seu comportamento. Para tanto, utilizou-se o rugosímetro Mitutoyo®, modelo SJ-310, disponível no CTIF, em Brus-que/SC, conforme mostrado na Figura 3.7.
Figura 3.7– Rugosímetro Mitutoyo® SJ-310.
Com este experimento aqui descrito é possível obter informações detalhadas sobre o desgaste na ferramenta e sua progressão com o tempo. É também possível relacionar o desgaste volumétrico da ferramenta com a qualidade da peça, caracterizada neste trabalho pela rugosidade aritmé-tica Ra. Com os dados coletados, é possível aplicá-los no modelo
mate-mático e concluir sobre a vida da ferramenta. A seguir é discutido o mo-delo matemático desenvolvido para este trabalho.
3.2 Desenvolvimento do Modelo Matemático
Quando se analisa o desgaste por parâmetros volumétricos, ob-serva-se que o volume de material removido da ferramenta de PCBN para as condições de corte analisadas pode ser considerado linear (vide Figura 4.3). Isto quer dizer que a taxa de desgaste pode ser considerada constante ao longo do ensaio. Sob essa óptica, uma equação de reta satisfaz os re-quisitos do modelo. A Figura 3.8 mostra as medições necessárias para a utilização do modelo matemático.
Figura 3.8– Valores medidos para utilização do modelo matemático. Para o modelo, no escopo deste trabalho, foram utilizados valores de WRM com espaçamento mínimo Δt. Essas medições representam uma
parte da curva de desgaste da ferramenta dentro do estágio II. Esta consi-deração é fundamental para a definição da equação que representa o mo-delo.
3.2.1 Critérios de validação de medições
Os valores de desgaste coletados podem ser influenciados por ade-são e erros de medição. Se, por exemplo, ocorrer adeade-são de material, um valor WRMi pode apresentar valores menores que o valor anterior WRMi-1.
Do ponto de vista do desgaste, esse comportamento não pode ser consi-derado real, pois o desgaste não pode diminuir ao longo do tempo. Isto representa, na verdade, material aderido que não consegue ser desconsi-derado pelo método de medição adotado (microscopia de variação de foco). A solução para isso seria a limpeza da ferramenta. Por conta da possibilidade de medir esse valor de desgaste, criou-se o critério de pro-gressividade, matematicamente, expresso por
𝑊𝑅𝑀𝑖+1> 𝑊𝑅𝑀𝑖, (3.1)
onde WRMi é uma medição do volume de material removido da ferramenta
e WRMi+1 é a medição seguinte.
Os valores de desgaste mensurados podem passar pelo critério de progressividade e ainda estarem em uma região com avarias na ferra-menta, como, por exemplo, um microlascamento. A Figura 3.9 mostra um
