Fábio José de Camargo
INFLUÊNCIA DA DIREÇÃO DE CORTE NA PROGRESSÃO DO DESGASTE DE FERRAMENTAS DE PcBN APLICADAS NO TORNEAMENTO
DO AÇO AISI 52100 TEMPERADO E REVENIDO
Dissertação submetida ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da Uni-versidade Federal de Santa Catarina para a ob-tenção do título de Mestre em Engenharia Me-cânica.
Orientador: Prof. Dr. Rolf Bertrand Schroeter Coorientador: Prof. Dr. Denis Boing,
Florianópolis 2019
Fábio José de Camargo
Influência da direção de corte na progressão do desgaste de ferramentas de PcBN aplicadas no torneamento do aço AISI 52100 endurecido e revenido
O presente trabalho em nível de mestrado foi avaliado e aprovado por banca examinadora composta pelos seguintes membros:
Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr.
Universidade Federal de Santa Catarina – UFSC
Prof. Joel Martins Crichigno Filho, Dr. Universidade do Estado de Santa Catarina – UDESC
Prof. Walter Lindolfo Weingaertner, Dr. Universidade Federal de Santa Catarina – UFSC
Certificamos que esta é a versão original e final do trabalho de conclusão que foi julgado adequado para obtenção do título de mestre em Engenharia Mecânica.
____________________________ Prof. Dr. Jonny Carlos da Silva
Coordenador do Programa
____________________________ Prof. Dr. Rolf Bertrand Schroeter
Orientador
Florianópolis, 27 de setembro de 2019.
Rolf Bertrand Schroeter:5106315 8915
Assinado de forma digital por Rolf Bertrand
Schroeter:51063158915 Dados: 2019.11.06 07:53:09 -03'00'
Assinado de forma digital por
Jonny Carlos da Silva:51451506449
Dados: 2019.11.14 09:20:16 -03'00'
Dedico este trabalho à minha família, que sempre me incentiva na busca pelo conhecimento.
AGRADECIMENTOS
A todos que estiveram envolvidos direta ou indiretamente no desenvolvimento deste trabalho.
“Confie no Senhor com todo o seu coração, e não se apoie em seu próprio entendimento. Reconheça o Senhor em tudo o que fizer, e ele mostrará o caminho a ser seguido. (Provérbios 3:5-6)
RESUMO
Aplicações de alto desempenho exigem que componentes mecânicos como eixos, engrenagens, rolamentos e polias sejam fabricados a partir de ligas de aços endurecidos. As características geométricas de tais componentes demandam do processo de fabricação a execução de opera-ções na direção radial, como a usinagem das faces de engrenagens, ou axial, como o tornea-mento de acentos de rolatornea-mento em eixos. Neste sentido, este trabalho busca investigar a in-fluência da direção de usinagem e da velocidade de corte no desempenho de ferramentas de PcBN. Para isso, foram realizados ensaios de torneamento radial e axial do aço AISI 52100, com dureza de 60 ± 2 HRC, empregando ferramentas de PcBN em três níveis de velocidade de corte (120, 150 e 187,5 m/min), visando determinar a progressão do desgaste das ferramentas, o comportamento das componentes da força de usinagem e o acabamento da superfície usinada. O tempo total de usinagem foi limitado a 19 minutos, dividido em 6 paradas programadas. Os resultados obtidos indicam que os maiores valores relacionados a desgaste, e com isso, as mai-ores taxas de desgaste foram atingidas pelas ferramentas utilizadas no torneamento axial. En-tretanto, o incremento da taxa de desgaste, em função do aumento da velocidade de corte, foi maior para as ferramentas utilizadas no torneamento radial. Independentemente da direção ou da velocidade de corte utilizada, o perfil da microgeometria das ferramentas foi modificado de negativo, considerado o ângulo de saída efetivo ( eff = - γ0º), para positivo ( eff = + 30º), antes
mesmo de o desgaste de flanco médio (VBB) atingir 150 µm. Ademais, concomitantemente às
alterações da microgeometria, o comportamento das componentes da força de usinagem tam-bém foi modificado. Enquanto o perfil da microgeometria das ferramentas manteve-se negativo ( eff≤ 0º), o comportamento das componentes da força de usinagem manteve-se estável. A partir
do instante em que o perfil da microgeometria tornou-se positivo ( eff > 0º), momento em que
VBB era > 80 µm, a magnitude da força passiva (Fp) e da força de avanço (Ff) passou a
apre-sentar decaimento de até 50% durante a execução de um passe. Quanto ao acabamento da su-perfície usinada, a classe N6 (Ra até 0,8 m) é capaz de comportar todos os resultados obtidos.
Palavras-chave: PcBN. Progressão do desgaste. Torneamento radial e axial. Perfil da micro-geometria. Componentes da força de usinagem.
ABSTRACT
High performance applications demand that mechanical components, such as shafts, gears, bearings and pulleys, be manufactured from hardened steel alloys. The geometrical character-istics of these components require from the manufacturing process the execution of operations in the radial direction, as in the machining of the gear faces, or axial direction, as in the turning of shaft seat. In this context, this research aims to investigate the influence of the machining direction and the cutting speed on the performance of PcBN tools. Therefore, radial and axial turning tests using PcBN tools were conducted in AISI 52100 steel (60 ± 2 HRC), with tree different cutting speeds (120, 150 and 187.5 m/min), aiming to determine the tool wear evolu-tion, and the behavior of machining force components and machined surface roughness. The total machining time was limited to 19 minutes, divided into 6 programmed stops. The obtained results show that the highest values related to wear, and with that, the highest wear rates were reached by the tools used in axial turning. However, the tools used in radial turning showed higher wear rate increase due to cutting speed increase. Regardless of the direction or cutting speed used, the tools edge microgeometry was modified from negative (effective rake angle, eff = - 30º), to positive ( eff = + 30º) even before the average flank wear (VBB) reaches 150 µm. In addition, the machining force components behavior was modified simultaneously with tools edge microgeometry changes. As the tool edge microgeometry remained negative ( eff ≤ 0º) the machining force components behavior was stable. When the tool the edge microgeom-etry became positive ( eff > 0º), and VBB was > 80 µm, the magnitude of both passive force component (Fp) and feed force component (Ff) presented a decrease of up to 50% during one turning pass. When it comes to the machined surface roughness, N6 class tolerance (Ra até 0,8
m) was achieved for all experiments.
Keywords: PcBN. Tool wear. Radial and axial turning. Edge microgeometry. Machining force components.
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 – Microestrutura do aço AISI 52100 com ampliação de a) 1 000x em microscópio
óptico e b) 5000x em Microscópio Eletrônico de Varredura6. ... 24
Figura 2.2 - Curva tensão-deformação do aço AISI 52100 (63 HRC), submetido a ensaio de compressão em diferentes temperaturas. ... 25
Figura 2.3 - Cavaco contínuo (h < β0 m) e dentes-de-serra (h > β0 m)1... 26
Figura 2.4 - Formação de cavaco dente de serra18 apud6. ... 26
Figura 2.5 - Balanço de energia consumida na usinagem do aço AISI 52100 no estado recozido (25 HRC) e endurecido (58 HRC). ... 28
Figura 2.6 - Conceito de sobreposição de ondas de energia térmica em função da direção de corte. ... 29
Figura 2.7 - Distribuição de temperatura ao longo de superfície usinada23. ... 30
Figura 2.8 - Perfil do gradiente de temperatura na superfície da peça23. ... 31
Figura 2.9 - Componentes da força de usinagem resultantes do torneamento do aço AISI 52100 com 60 HRC24. ... 32
Figura 2.10 - Evolução da força específica realizada pela força de corte7. ... 33
Figura 2.11 - Evolução da “força específica realizada pela força passiva”7. ... 34
Figura 2.12 – Influência da microgeometria da ferramenta na decomposição das componentes da força de usinagem8. ... 35
Figura 2.13 - Relação entre estado de desgaste da ferramenta e integridade da superfície usinada. ... 36
Figura 2.14 - Detalhes da microgeometria normalmente utilizada em ferramentas de PCBN. 37 Figura 2.15 - Caracterização da microgeometria da ferramenta9. ... 38
Figura 2.16 - Influências da microgeometria do tipo trompete (K>1) e queda d`água (K<1) nas características do processo e da superfície usinada33. ... 39
Figura 2.17 – Valores de tensão residual na superfície usinada obtidos através de simulação numérica em função do ângulo de saída36, 37. ... 40
Figura 2.18 - Modificação do estado de tensão residual em função da progressão do desgaste da ferramenta. ... 41
Figura 2.19 - Formas de desgaste em ferramentas de usinagem10... 42
Figura 3.1 – Fluxograma de atividades do procedimento experimental... 45
Figura 3.3 – Microscópio Infinite Focus G5. ... 48
Figura 3.4 – Configuração de montagem para ensaios de torneamento axial. ... 50
Figura 3.5 – Máquina-ferramenta utilizada nos ensaios. ... 51
Figura 3.6 – Medição do nível de desgaste. ... 54
Figura 3.7 – Geração de perfil da microgeometria do gume desgastado. ... 55
Figura 3.8 – Referências para medição do perfil de desgaste. ... 56
Figura 3.9 – Rugosímetro Mitutoyo® SJ-310. ... 56
Figura 3.10 – Critério de progressividade e de estabilidade... 59
Figura 4.1 – Representação esquemática da forma de desgaste das ferramentas. ... 60
Figura 4.2 – Microlascamentos gerados durante torneamento a 187,5 m/min. ... 61
Figura 4.3 – Volume de material removido das ferramentas. ... 62
Figura 4.4 – Comparativo das taxas de desgaste das ferramentas. ... 63
Figura 4.5 – Desgaste das ferramentas de PCBN após 19 minutos de usinagem em operação de torneamento radial do aço AISI 52100 com 60 HRC. ... 66
Figura 4.6 – Desgaste das ferramentas de PCBN após 19 minutos de usinagem em operação de torneamento axial do aço AISI 52100 com 60 HRC. ... 67
Figura 4.7 – Máxima profundidade de desgaste. ... 68
Figura 4.8 – Progressão do desgaste das ferramentas utilizadas nos ensaios com velocidade de corte de 187,5 m/min. ... 69
Figura 4.9 – Alterações de eff e ρ durante ensaios de torneamento radial. ... 70
Figura 4.10 – Alterações de eff e ρ durante ensaios de torneamento axial. ... 71
Figura 4.11 – Progressão do desgaste de flanco médio. ... 73
Figura 4.12 – Componentes da força de usinagem para os ensaios de torneamento radial a 150 m/min. ... 76
Figura 4.13 – Componentes da força de usinagem (a) nos instantes iniciais e (b) finais do ensaio de torneamento radial a 150 m/min. ... 78
Figura 4.14 - Análise de tendência do comportamento da força passiva e da força de avanço para o torneamento radial a 150 m/min. ... 81
Figura 4.15 – Componentes da força de usinagem para os ensaios de torneamento axial a 150 m/min. ... 83
Figura 4.16 - Componentes da força de usinagem entre 1 e 9 minutos de usinagem do ensaio de torneamento axial a vc de 150 m/min. ... 85
Figura 4.17 - Componentes da força de usinagem entre 9 e 15 minutos de usinagem do ensaio de torneamento axial a vc de 150 m/min. ... 86
Figura 4.18 - Componentes da força de usinagem entre 15 e 19 minutos de usinagem do ensaio de torneamento axial a vc de 150 m/min. ... 88
Figura 4.19 - Acabamento das superfícies usinadas representado pelo parâmetro de rugosidade Ra referente aos ensaios de torneamento radial... 90 Figura 4.20 - Acabamento das superfícies usinadas representado pelo parâmetro de rugosidade Ra referente aos ensaios de torneamento axial. ... 91
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1 – Composição química (% massa) dos corpos de prova... 46
Tabela 3.2 – Parâmetros utilizados nas medições dos gumes das ferramentas. ... 49
Tabela 3.3 – Condições de usinagem ... 52
Tabela 3.4 – Parâmetros para análise do desgaste das ferramentas5,6. ... 54
Tabela 4.1 – Correlação entre os dados de desgaste quando o perfil da microgeometria das ferramentas torna-se neutro ( eff = 0°). ... 74
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
AISI American Iron and Steel Institute
apud Citado por
CBN Nitreto de Boro Cúbico
CFD Computational Fluid Dynamics
CNC Comando Numérico Computadorizado
CTIF Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação DIN Deutches Institut für Normung
et al. E outros
GUME Grupo da Usinagem de Materiais Endurecidos
HB Dureza Brinell
HRC Dureza Rockwell C
HSC High Speed Cutting
ISO International Organization for Standardization IT Classe de Tolerância
LMP Laboratório de Mecânica de Precisão PcBN Nitreto de Boro cúbico Policristalino UFSC Universidade Federal de Santa Catarina UNIFEBE Centro Universitário de Brusque
LISTA DE SÍMBOLOS Letras minúsculas:
ap [mm] Profundidade de corte
dA [J] Energia externa
dQ [J] Energia irradiada por um microvolume dU [J] Energia interna de um microvolume
f [mm] Avanço
h [mm] Espessura do cavaco ksc [N/mm²] Força de corte específica
ksp [N/mm²] Força passiva específica
r [mm] Raio de quina da ferramenta vc [m/min] Velocidade de corte
Letras maiúscula:
Fc [N] Força de corte
Ff [N] Força passiva
Fp [N] Força de avanço
Fu [N] Força de usinagem
K Relação de simetria do gume considerando S e Sα KT [µm] Profundidade da cratera
Sα [µm] Distância do ponto tangente ao raio do gume no flanco até a inter-seção teórica da face com o flanco
S [µm] Distância do ponto tangente ao raio do gume na face até a interse-ção teórica da face com o flanco
Pe Número de Péclet
VB [µm] Desgaste de flanco VBB [µm] Desgaste de flanco médio
VBC [µm] Desgaste no raio de quina
VBmáx [µm] Desgaste de flanco máximo
WAA [um²] Área afetada da ferramenta em relação à superfície de referência
WAM [um³] Volume de material adicionado à ferramenta em relação à
superfí-cie de referência
WMD [um] Máxima profundidade de defeito em relação à superfície de
refe-rência
WMH [um] Máxima altura de defeito em relação à superfície de referência
WRM [um³] Volume de material removido da ferramenta em relação à
Alfabeto grego:
α [°] Ângulo de incidência [°] Ângulo de cunha [°] Ângulo de saída
eff [°] Ângulo de saída efetivo
[°] Ângulo de quina
[mm] Comprimento de amostragem
ρ [µm] Raio do gume
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ... 21 1.1 OBJETIVOS ... 22 1.1.1 Objetivo Geral... 22 1.1.2 Objetivos Específicos ... 22 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 23
2.1 TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS ... 23
2.1.1 Características do aço AISI 52100 em função da temperatura ... 23
2.1.2 Mecanismo de formação e morfologia do cavaco ... 25
2.1.3 O fluxo de energia térmica na interface ferramenta-peça ... 27
2.1.4 Componentes da força de usinagem... 31
2.2 FERRAMENTAS DE PCBN E A INTEGRIDADE DA SUPERFÍCIE USINADA ... 35
2.2.1 Caracterização da microgeometria de ferramentas de PCBN ... 36
2.2.2 Influências da microgeometria de ferramentas ... 38
2.2.3 Desgaste de ferramentas ... 42
3 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL ... 44
3.1 FABRICAÇÃO DE CORPOS DE PROVA ... 46
3.2 TRATAMENTO TÉRMICO ... 47
3.3 CARACTERIZAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA E DAS FERRAMENTAS ... 47
3.3.1 Verificação da dureza dos corpos de prova ... 47
3.3.2 Medição da microgeometria dos gumes das ferramentas ... 47
3.4 EXECUÇÃO DE ENSAIOS DE USINAGEM ... 49
3.4.1 Sistema de usinagem ... 50
3.4.2 Sistema de medição das componentes da força de usinagem ... 52
3.5 AVALIAÇÃO DO DESGASTE DAS FERRAMENTAS ... 53
3.5.1 Análise do nível de desgaste das ferramentas de PCBN ... 53
3.5.2 Análise do perfil de desgaste das ferramentas de PCBN ... 55
3.6 ANÁLISE DA SUPERFÍCIE USINADA ... 56
3.7 CÁLCULO DA TAXA DE DESGASTE DAS FERRAMENTAS ... 57
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 60
4.1.1 Taxas de desgaste das ferramentas ... 62
4.1.2 Alterações da microgeometria das ferramentas ... 65
4.2 COMPONENTES DA FORÇA DE USINAGEM ... 75
4.2.1 Torneamento radial ... 75
4.2.2 Torneamento axial ... 83
4.3 ACABAMENTO DA SUPERFÍCIE USINADA ... 89
5 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 93
5.1 CONCLUSÕES... 93
5.2 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 94
REFERÊNCIAS ... 96
APÊNDICE A – IDENTIFICAÇÃO DE ENSAIOS ... 100
APÊNDICE B – PRESET DOS ENSAIOS DE USINAGEM ... 104
Desde que foi idealizada em meados de 1980, a usinagem de materiais endurecidos com fer-ramentas de geometria definida tem-se mostrado uma boa alternativa quando comparada à retificação, sobretudo na usinagem de superfícies complexas ou multicorpos, quando se busca uma melhor solu-ção de compromisso entre recursos financeiros (custo por componente produzido) e recursos tecno-lógicos necessários para que as tolerâncias de projeto possam ser atendidas pelo processo de fabrica-ção1,2,3.
Durante o processo de fabricação de componentes de alto desempenho, como eixos, engrena-gens, rolamentos e polias, dentre outros itens usinados a partir de material endurecido (> 45 HRC), o torneamento destaca-se pela sua maior flexibilidade. Isso deve-se principalmente ao fato de que a forma do componente usinado é definida pela trajetória da ferramenta, e não especificamente pela geometria da ferramenta, como no caso da retificação3.
Derivado da sua maior flexibilidade, no processo de torneamento a variável direção de corte (radial ou axial) contribui como um fator determinante no desempenho do sistema de usinagem. Isso faz com que as variáveis de saída do sistema de usinagem como desgaste da ferramenta, estabilidade dinâmica da máquina-ferramenta, temperatura do processo, magnitude das componentes da força de usinagem e integridade da superfície usinada, sejam todas redefinidas, de acordo com a direção de corte assumida.
Neste escopo, dentre as principais variáveis de saída a serem consideradas no aprimoramento do torneamento de materiais endurecidos, destaca-se a integridade da superfície usinada3. Para que
esta característica seja atendida em um nível satisfatório, a compreensão da maneira com que ocorre a progressão do desgaste da ferramenta mostra-se como um fator chave4.
Por apresentar maior estabilidade dimensional e química ao longo da progressão do desgaste, o PcBN é a primeira escolha de material para ferramenta na usinagem de materiais endurecidos. Esta recomendação é ainda mais relevante quando se trata da usinagem de materiais com fração volumé-trica de carbonetos entre 1 e 5% (Aço AISI 52100) e com dureza superior a 60 HRC5,6.
Ademais, pesquisas na área de usinagem de materiais endurecidos utilizando ferramentas de geometria definida, tem mostrado que bons resultados são obtidos com o estudo da influência das características microgeométricas iniciais da ferramenta sobre as características do processo (força e vibração) e da superfície usinada (integridade). Contudo, na grande maioria dos casos os resultados obtidos são discutidos levando-se em conta o perfil inicial da microgeometria da ferramenta, descon-siderando-se as alterações ocorridas na microgeometria ao longo da vida da ferramenta.
Nos raros casos em que se tem um acompanhamento mais detalhado das alterações do perfil e do nível de desgaste das ferramentas7,8, percebe-se que melhorias significativas podem ser feitas no
râmetros tridimensionais (volumétricos) de desgaste . Além disso, métodos específicos de medição podem ser utilizados para garantir a redução das incertezas e o aumento da reprodutibilidade, bem como pelo aumento da repetibilidade das medições9.
Dessa forma, os esforços desta dissertação são dedicados a analisar o desempenho de ferra-mentas de PcBN no torneamento radial e axial do aço AISI 52100 com dureza de 60 HRC, sob três níveis de velocidade de corte. Como foco do trabalho tem-se a avaliação da progressão do desgaste volumétrico da ferramenta, o comportamento das componentes da força de usinagem e o acabamento da superfície usinada.
1.1 OBJETIVOS
1.1.1 Objetivo Geral
O objetivo geral deste trabalho consiste em analisar o desempenho de ferramentas de PcBN no torneamento radial e axial do aço AISI 52100 com dureza de 60 HRC, utilizando diferentes velo-cidades de corte. Ademais, os seguintes objetivos específicos são assumidos:
1.1.2 Objetivos Específicos
a) determinar a influência da direção de corte e da velocidade de corte na taxa de des-gaste por meio do volume de material removido das ferramentas de PcBN;
b) quantificar as características do perfil da microgeometria das ferramentas ao longo do tempo usinado;
c) medir as componentes da força de usinagem e analisar seu comportamento ao longo do tempo usinado;
d) avaliar a relação entre as modificações da microgeometria ao longo da vida das fer-ramentas e a magnitude das componentes da força de usinagem;
e) avaliar o acabamento da superfície usinada.
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Assumindo que o conhecimento de conceitos básicos de tecnologia da usinagem e do tratamento térmico de materiais pode ser obtido em literatura específica1,10,11, neste capítulo
prioriza-se a descrição de conceitos específicos da usinagem de materiais endurecidos, os quais embasarão o desenvolvimento deste trabalho.
O presente capítulo foi dividido em duas partes. Na primeira parte são apresentadas as características do material endurecido (aço AISI 52100) e do processo (torneamento radial e axial). Na segunda parte são apresentadas as características da microgeometria e as formas de desgaste de ferramentas de PcBN, assim como a influência na integridade da superfície usinada.
2.1 TORNEAMENTO DE MATERIAIS ENDURECIDOS
2.1.1 Características do aço AISI 52100 em função da temperatura
No estado em que é fornecido comercialmente o aço AISI 52100 apresenta dureza de aproximadamente 25 HRC e partículas de segunda fase (carbonetos) com diâmetro médio entre 0,4 e 0,λ m. Após têmpera, com temperatura de austenitização de 865 °C e resfriamento em óleo a 120 °C, o material apresenta dureza de 65 HRC e carbonetos não dissolvidos em torno de 5% vol. Devido à transformação de fase metaestável da microestrutura (transformação mar-tensítica), após têmpera o material possui uma fração de austenita retida entre 8 e 14%. Para diminuir a fração de austenita retida na microestrutura, e consequentemente promover o au-mento da tenacidade à fratura, o material é então submetido ao reveniau-mento em temperatura de ≈ 220 °C durante 1 hora.
No final do processo de tratamento térmico (têmpera + revenimento) o aço AISI 52100 possui dureza de aplicação de 60 ± 2 HRC e fração de austenita retida inferior a 3%12.
Depen-dendo do processo de tratamento térmico utilizado, a microestrutura do material endurecido pode apresentar carbonetos ultrafinos com diâmetro médio < 0,1 m13. Um exemplo de
Figura 2.2 - Curva tensão-deformação do aço AISI 52100 (63 HRC), submetido a ensaio de compressão em diferentes temperaturas.
Fonte: Adaptado de Poulachon, Moisan e Jawahir, 2001.
Na Figura 2.2 tem-se os resultados obtidos por Poulachon, Moisan e Jawahir14,
refor-çando o efeito da temperatura sobre as propriedades mecânicas do aço AISI 52100 no estado endurecido (63 HRC). A condição de compressão mostrada na Figura 2.2 caracteriza o estado de tensão inicial no processo de formação de cavacos na usinagem de materiais endurecidos, conforme descrito no item 2.1.2.
No processo de usinagem, com as propriedades mecânicas do material endurecido altera-das pela temperatura, a tendência é que os esforços necessários para promover a remoção de material também sejam modificados2.
2.1.2 Mecanismo de formação e morfologia do cavaco
Durante qualquer processo de usinagem a interação entre ferramenta e peça tem como produto a geração de cavacos. Os cavacos são classificados como: contínuo, lamelar, cisalhado ou arrancado. Na usinagem de materiais endurecidos, dependendo da dureza do material da peça, da velocidade de corte e da espessura de usinagem, pode ocorrer a formação de cavaco contínuo ou lamelar – do tipo dentes-de-serra1. A Figura 2.3 evidencia a diferença da
Figura 2.3- Cavaco contínuo (h < 20 m) e dentes-de-serra (h > β0 m).
Fonte: Adaptado de Klocke, 2011.
Como os cavacos do tipo lamelar podem ser originados por três mecanismos distintos, é relevante diferenciá-los em termos de processo. O primeiro deles é decorrente de processos de usinagem em alta velocidade de corte (HSC - High Speed Cutting), onde a deformação é tão elevada que não há tempo para deformar 100% do cavaco, e lamelas passam a ser formadas1.
A segunda variação é decorrente da usinagem de materiais à base de Níquel ou Titânio, onde o escorregamento das lamelas ocorre em um sentido contrário ao do material da peça, não acarretando aumento demasiado da temperatura na raiz do cavaco, caracterizando assim a ge-ração do cavaco por cisalhamento termoplástico catastrófico1.
Por fim, a terceira variação de cavaco lamelar é o cavaco gerado na usinagem de mate-riais endurecidos, denominado dentes-de-serra, o qual é formado através do princípio da mecâ-nica da fratura (trinca), o que diferencia significativamente a usinagem de materiais endurecidos dos demais processos1.
Segundo a literatura o mecanismo de formação de cavacos dentes-de-serra é originado por meio da tensão de cisalhamento estendido17. Na Figura 2.4 é ilustrada a geração de cavacos
dentes-de-serra segundo Poulachon e Moisan18, que descrevem de maneira simplificada o
re-sultado da ação do mecanismo de tensão de cisalhamento estendido proposto por König, Ber-ktold e Koch17.
Figura 2.4- Formação de cavaco dente-de-serra.
O processo de formação de cavacos dentes-de-serra inicia com a indentação da ferra-menta na peça. Derivado disto, é gerado um estado de tensão compressivo com valor extrema-mente elevado (Figura 2.2), irradiado a partir do ponto C’. Este estado de tensão induz à for-mação de uma trinca na superfície livre do material (ponto B’), a qual se propaga para o ponto C e se estende até C’ (estágio I). Devido ao contínuo movimento da ferramenta, uma parcela de material com deformação praticamente nula é removida da peça (estágio II). Além disso, com a progressão do processo de remoção de material, ao final do processo o cavaco gerado também irá conter regiões com leve (estágio III) e alta deformação plástica (estágio III)18.
Diferentemente da região não deformada, a qual é governada pela mecânica da fratura (geração de trinca), a região com alta deformação é gerada por um fenômeno denominado ban-das de cisalhamento adiabático. Este fenômeno ocorre porque durante o processo de remoção de material a taxa de geração de calor (oriunda da taxa de deformação do material) é maior que a taxa de dissipação de calor (determinada pela condutividade térmica do material). Como isso, o material é deformado sem que haja aumento de resistência por deformação, tendo como agra-vante a redução das propriedades mecânicas oriundas do aumento de temperatura na região deformada.
Retomando a discussão sobre os tipos de cavacos, destaca-se que além do critério geo-métrico dado pela espessura do cavaco (Figura 2.3), o tipo de cavaco é determinado segundo o nível de dureza do material da peça e pela velocidade de corte (vc) utilizada. Para dureza inferior
a 50 HRC e vc < 100 m/min, cavacos contínuos tendem a ser gerados. Acima desse valor de
dureza tem-se facilitada a formação de cavacos dentes-de-serra. Deve-se destacar também que o patamar de dureza não é suficiente para garantir a geração de cavacos com formato de dentes-de-serra, pois dependendo da velocidade de corte utilizada (vc ≈ 1000 m/min), é possível que
cavacos dentes-de-serra sejam gerados em materiais com dureza inferior a 50 HRC19. Esta
con-dição de geração deste tipo de cavaco assemelha-se à concon-dição encontrada em processos de alta velocidade (que não necessariamente requer que o material esteja no estado endurecido).
2.1.3 O fluxo de energia térmica na interface ferramenta-peça
Embora o aço AISI 52100 após ser submetido a tratamento térmico (têmpera + reveni-mento) possua tensão de escoamento até 5 vezes maior que quando em estado recozido, a po-tência consumida durante a remoção de material não segue a mesma tendência. Isso deve-se ao fato de que na usinagem do material endurecido, por ser um processo aplicado em etapas finais de manufatura, os parâmetros de corte não são tão elevados quanto os utilizados na usinagem
do material no estado recozido. Neste contexto, na Figura 2.5 é comparado o balanço de energia dispendida durante a usinagem do aço AISI 52100 no estado recozido (25 HRC) e no estado endurecido (58 HRC).
Figura 2.5- Balanço de energia consumida na usinagem do aço AISI 52100 no estado recozido (25 HRC) e endurecido (58 HRC).
Fonte: Adaptado de Davim, 2011.
Nota-se que diferentemente do torneamento convencional (< 45 HRC), onde a principal fonte de consumo despendimento de energia é a deformação plástica do material (49%), no torneamento do material endurecido a maior parte da energia consumida é dispendida por atrito na interface ferramenta-peça (46%). Esta característica faz com que o aumento da velocidade de corte tenha um efeito mais pronunciado no torneamento de materiais endurecidos, fazendo com que haja um aumento de temperatura na interface ferramenta-peça, implicando na dimi-nuição da magnitude das componentes da força de usinagem20.
Reconhecendo que a elevada temperatura e taxa de deformação existente em processos de usinagem implica em grande dispersão da magnitude das componentes da força de usinagem, em alguns casos excedendo mais que 50% do valor nominal, Astakhov20 sugere que o fluxo de
calor dentro do sistema de usinagem seja analisado em termos de um fenômeno denominado pelo autor como interações de sobreposição de ondas de energia térmica.
O conceito de sobreposição de ondas de energia térmica, proposto por Astakhov e Shvets21 e representado esquematicamente na Figura 2.6, assume que durante processo de
tor-neamento (axial ou radial) a mudança da energia interna de um microvolume de material (dU) é definida pela soma da energia externa inserida por uma fonte de calor em movimento (dA) e a energia irradiada por um microvolume de material (dQ) próximo ao ponto analisado, o qual foi previamente aquecido pela fonte de calor em movimento (ferramenta de usinagem).
Figura 2.6 - Conceito de sobreposição de ondas de energia térmica em função da direção de corte.
Fonte: Adaptado de Astakhov e Shvets, 2001.
Analisando o que é proposto por Astakhov e Shvets21 nota-se que embora seja
mencio-nado que o conceito de sobreposição de ondas de energia térmica não pode ser aplicado a ope-rações de torneamento na direção radial de corte, faz-se a ressalva de que esta conclusão deve ser repensada. Isto porque diferentemente da máquina-ferramenta utilizada nos ensaios do tra-balho publicado, a qual não possuía tecnologia embarcada para manter a velocidade de corte constante, na indústria normalmente são utilizadas máquinas-ferramenta comandadas numeri-camente capazes de manter a velocidade de corte constante durante pratinumeri-camente toda a opera-ção (a partir de um determinado raio a rotaopera-ção da máquina chega ao seu limite máximo e a velocidade de corte diminuirá), fazendo com que muito provavelmente o conceito possa ser aplicado e até mesmo potencializado.
O efeito pode ser potencializado, pois no caso do torneamento radial o tempo entre so-breposições é diminuído ao longo do passe, fazendo com que a parcela de energia dQ remanes-cente dentro do sistema seja melhor reaproveitada. Esta afirmação é feita indiretamente em uma das conclusões descritas por Astakhov e Shvets21, quando o autor menciona que desde que
sobre a eficiência do sistema de usinagem depende apenas das propriedades do material da peça. Esta afirmação não ignora os potenciais efeitos de um regime transiente de corte definido por variações do período das sobreposições e pelas alterações da microgeometria da ferramenta (desgaste).
Além de propor o conceito de sobreposição de ondas de energia térmica, Astakhov20
menciona que o aprofundamento do estudo do fluxo de energia térmica dentro do sistema de usinagem pode ser analisado segundo equações normalmente utilizadas em termodinâmica. Em resumo, a aplicação destas equações determina a influência da energia térmica inserida pela fonte de calor em movimento (ferramenta) sobre a superfície usinada. Esta influência é deter-minada segundo a razão entre o calor retirado do sistema por advecção (transferência de calor por massa - cavaco) e o calor absorvido pelo sistema por condução (peça). Esta relação é deno-minada como Número de Péclet (Pe)20,21, podendo ser melhor compreendida através de trabalho
publicado especificamente para discutir a influência do fluxo de calor em processos de usina-gem22.
Utilizando outra forma de abordagem do estudo do fluxo de calor em processo de usi-nagem, especificamente torneamento de material endurecido, Kundrák et al.23 estabeleceram
previsões do gradiente de temperatura ao longo de superfície usinada utilizando software de Fluidodinâmica Computacional (Computational Fluid Dynamics – CFD). Conforme mostra a Figura 2.7, assim como proposto por Astakhov20, a ferramenta é considerada como uma fonte
de calor em movimento.
Figura 2.7- Distribuição de temperatura ao longo de superfície usinada.
As condições de contorno utilizadas para gerar o gradiente de temperatura mostrado na Figura 2.7 levaram em conta as características atribuídas ao aço AISI 5115 (DIN 16MnCr5), com dureza de 61 ± 2 HRC, e a ferramenta de PcBN com desgaste VBC de 0,1 mm. A partir
destes dados de entrada, é estimado o perfil do gradiente de temperatura ao longo do compri-mento usinado, conforme mostrado na Figura 2.8.
Figura 2.8 - Perfil do gradiente de temperatura na superfície da peça.
Fonte: Adaptado de Kundrák et al, 2017.
A partir da Figura 2.8 pode-se concluir que a superfície usinada permanece aquecida após a passagem da ferramenta (200 – 170 mm), e que na região de contato instantâneo entre ferramenta e peça (Δδ ~ 135 mm) existe um pico de temperatura, que para a condição simulada é superior a 1300 °C. Este pico de temperatura faz com que exista uma frente de calor, fazendo com que o material seja pré-aquecido antes mesmo que haja remoção de material.
Comparando-se a previsão feita por Kundrák et al.23 ao conceito proposto por Astakhov
e Shvets21, pode-se assumir que o conceito de sobreposição de ondas de energia térmica é
con-firmado, restando apenas analisar em detalhes a possível redução da magnitude das componen-tes da força de usinagem em função da temperatura e do desgaste da ferramenta.
2.1.4 Componentes da força de usinagem
Sendo a magnitude das componentes da força de usinagem um indicativo instantâneo do desempenho da ferramenta, o monitoramento e a análise do seu comportamento ao longo do processo podem ser de grande valia para o aprimoramento da eficiência do sistema de usina-gem. Dentre as variáveis de entrada que possibilitam o aprimoramento do processo, tem-se os
parâmetros de usinagem. Na prática industrial o torneamento de materiais endurecidos tem como parâmetros de usinagemμ 100 m/min ≤ vc ≤ ββ0 m/min; 0,01 mm ≤ f < 0,15 mm e; 0,02
mm < ap < 0,5 mm1. Como exemplo, na Figura 2.9 é mostrada a influência da modificação de
cada um dos parâmetros supracitados.
Figura 2.9- Componentes da força de usinagem resultantes do torneamento do aço AISI 52100 com 60 HRC.
Fonte: Adaptado de Yallese et al, 2009.
Conforme mostrado na Figura 2.9, a tendência é que a força passiva (Fp) seja a maior
componente da força de usinagem (Fu), seguida da força de corte (Fc) e força de avanço (Ff).
No exemplo mostrado (Figura 2.9c), no qual foi utilizado vc = 120 m/min e f = 0,08 mm, a
ordem das magnitudes é alterada apenas quando empregado ap > 0,4 mm. Segundo Yallese et
al.24, a partir desse valor de a
p tem-se configurada uma condição de corte onde a formação do
cavaco ocorre além da microgeometria da ferramenta, o que explica a força de corte tornar-se predominante como na usinagem convencional (< 45 HRC), onde os valores de ap podem ser
tão grandes quanto o tamanho do comprimento do gume da ferramenta utilizada.
Retomando a discussão sobre a força passiva ser a maior componente da força de usi-nagem no torneamento de materiais endurecidos, destaca-se que apesar disso a potência de corte não é determinada pela força passiva, mas sim pela força de corte. Até porque do contrário, caso a potência de corte pudesse ser determinada pela força passiva, tal componente não poderia ser classificada como passiva, passando a ser classificada como ativa assim como as demais
componentes. Contudo, embora não seja utilizada no cálculo de potência de corte, a determina-ção da magnitude da força passiva faz-se necessária pelo fato de que sua magnitude é um indi-cativo do esforço atuante na interface ferramenta-peça, evidenciando mudanças da microgeo-metria da ferramenta (desgaste)7.
Acreditando que as componentes da força de usinagem são fortemente influenciadas pela progressão do desgaste da ferramenta, Remadna e Rigal7 realizaram testes de torneamento
em material endurecido (52 HRC) com ferramentas de PcBN para determinar a evolução dos coeficientes específicos das três componentes da força de usinagem, bem como para analisar a variação da direção da força de usinagem ao longo da vida da ferramenta. Os ensaios foram realizados em diferentes níveis de velocidade de corte (100 m/min < vc < 300 m/min),
man-tendo-se constantes os demais parâmetros de usinagem (f = 0,08 mm e ap = 0,25 mm). Na Figura
2.10 e Figura 2.11 é mostrada a evolução do “coeficiente específico de força” para as duas principais componentes (Fp e Fc) da força de usinagem, em função da velocidade de corte e do
desgaste de flanco médio (VBB) da ferramenta.
Figura 2.10 - Evolução da força específica realizada pela força de corte.
Fonte: Adaptado de Remadna e Rigal, 2006.
Analisando a Figura 2.10, percebe-se que o coeficiente específico de corte (kc)
especi-ficado em Klocke1 como entre a faixa de 4,0 a 4,7 kN/mm² precisa ser atualizado. Como
pode-se verificar na Figura 2.10, até mesmo para a menor faixa (considerando vc = 300 m/min), kc
varia entre 4,5 e 7,0 kN/mm² (considerando VBB = βγ0 m). Para o menor valor de vc
reco-mendado para aplicação de ferramentas de PcBN (vc = 100 m/min)1, kc varia entre 5,2 e 7,5
kN/mm² (VBB= βγ0 m), ou ainda, podendo chegar a 8,4 kN/mm², porém, em condição
De maneira geral, a partir dos dados apresentados na Figura 2.10, nota-se que o valor de kc diminui com o aumento da velocidade de corte, e aumenta com a progressão do desgaste
da ferramenta. Conforme mostrado na Figura 2.11, esta relação não pode ser aplicada integral-mente ao “coeficiente específico da força passiva (kp)”.
Figura 2.11- Evolução da força específica realizada pela força passiva.
Fonte: Adaptado de Remadna e Rigal, 2006.
Pode-se notar pela Figura 2.11 que os valores de kp variam entre aproximadamente 7,0
e 27 kN/mm² para o nível de progressão de desgaste assumido (VBB = 450 m), independente
da velocidade de corte considerada. Entretanto, percebe-se que especificamente para VBB =
βγ0 m o aumento da velocidade de corte influencia significativamente no aumento de kp. Este
aumento de kp em mais de 3 vezes em relação ao valor inicial, comparado ao aumento de kc em
apenas 1,5 vezes, faz com que o módulo e a direção do vetor da força resultante no raio de gume da ferramenta sejam alterados. Conforme mostrado na Figura 2.12 estas modificações relacio-nadas às componentes da força de usinagem são motivadas, sobretudo, pela alteração da micro-geometria da ferramenta8.
Figura 2.12– Influência da microgeometria da ferramenta na decomposição das componentes da força de usinagem.
Fonte: Adaptado de Remadna, 2006.
Em seu trabalho Remadna8 destaca ainda que, uma vez que o vetor da força resultante
tem sua origem no raio de gume da ferramenta, a determinação das modificações da microgeo-metria da ferramenta nesta região são imprescindíveis para a correta análise do impacto das componentes da força de usinagem sobre a superfície usinada.
2.2 FERRAMENTAS DE PCBN E A INTEGRIDADE DA SUPERFÍCIE USINADA
Com o advento de máquinas-ferramentas robustas, capazes de garantir a estabilidade di-nâmica de praticamente todo o sistema de usinagem, erros geométricos deixaram de ser a prin-cipal preocupação do desenvolvimento tecnológico na área de usinagem de materiais endureci-dos. Segundo Remanda8, o desafio atual consiste em compreender a progressão do desgaste das
ferramentas de PcBN, visto que a microgeometria das ferramentas se encontra em constante evolução durante o processo de usinagem, apresentando com isso elevado potencial para com-prometer a integridade da superfície usinada. A relação entre o estado de desgaste da ferramenta e a integridade da superfície usinada, embora seja algo não trivial de ser definido, é esquemati-camente representada na Figura 2.13.
Figura 2.13- Relação entre estado de desgaste da ferramenta e integridade da superfície usinada.
Fonte: Adaptado de Davim, 2008, e Denkena et al, 2011.
Conforme mostra a Figura 2.13, os diferentes estados de desgaste da ferramenta irão condicionar o tipo de carregamento (mecânico ou térmico) que será induzido sobre a peça (ponto F na Figura 2.13). Inicialmente, com a ferramenta nova, as alterações da integridade da superfície tendem a ser de origem predominantemente mecânica (deformação plástica), resul-tando em um estado tensão compressivo. Com a progressão do desgaste da ferramenta, a nova condição de contato imposta pelo perfil da microgeometria da ferramenta favorece o aumento de temperatura na interface ferramenta-peça, fazendo com que após a usinagem a superfície usinada apresente um estado de tensão trativo15,25,28; na maioria dos casos algo não desejado.
2.2.1 Caracterização da microgeometria de ferramentas de PCBN
O monitoramento e o controle das condições de contato entre ferramenta e peça permi-tem que sejam feitas previsões quanto à progressão do desgaste da ferramenta26,29. Para isso,
desgaste, reproduzir o método de medição ao longo da vida da ferramenta9. Com isso,
aten-tando-se a importância de caracterizar a microgeometria de ferramentas, segundo Wyen, Knapp e Wegener9, Wyen31 desenvolveram uma terminologia específica para descrever o perfil da
microgeometria de ferramentas de usinagem, conforme mostra a Figura 2.14. Figura 2.14 - Detalhes da microgeometria normalmente utilizada em ferramentas de PcBN.
Fonte: Adaptado de Wyen, Knapp e Wegener, 2012, e Wyen, 2011.
A terminologia proposta por Wyen31, ilustrada na Figura 2.14, complementa a
nomen-clatura proposta em padrões normativos referentes à geometria de ferramentas. Como exemplo pode ser assumida a norma ABNT NBR ISO 3002-1:201332, na qual são apresentados os
clás-sicos parâmetros da geometria de ferramentas de usinagem como ângulo de cunha ( ), ângulo de saída ( ), ângulo de incidência (α), ângulo de direção do gume (χ), ângulo de quina ( ), raio de quina (r) e raio do gume (ρ), porém nada é mencionado sobre a microgeometria da ferra-menta.
Conforme mostrado na Figura 2.15, a metodologia proposta pelos autores anteriormente citados sugere que a microgeometria da ferramenta seja caracterizada em função do fator K, o qual define a relação de simetria do gume através da razão entre o segmento S , medido na região da face, e o segmento Sα, medido na região do flanco da ferramenta. Detalhes específicos da definição dos parâmetros propostos podem ser encontrados em Wyen, Knapp e Wegener9.
Figura 2.15 - Caracterização da microgeometria da ferramenta.
Fonte: Adaptado de Wyen, Knapp e Wegener, 2012.
Em termos de classificação, a partir do fator K, a microgeometria das ferramentas pode ser dividida em três tipos. Caso a microgeometria da ferramenta possua fator K = 1 (S = Sα), esta é dita simétrica (curvatura ideal). Quando K > 1 (S > Sα) a microgeometria é do tipo trompete. Já nos casos em que K< 1 (S < Sα) tem-se uma microgeometria do tipo queda d`água. Cada tipo de microgeometria irá estabelecer condições específicas de contato na interface fer-ramenta-peça, fazendo com que as características da superfície usinada também sejam distintas em cada caso.
2.2.2 Influências da microgeometria de ferramentas
Maiss, Grove e Denkena33 investigaram o efeito da utilização de microgeometria
assimé-trica (S ≠ Sα) sobre a espessura mínima do cavaco (hmin), o nível de tensão normal atuante na
superfície de incidência da ferramenta (σα), a deformação plástica da superfície usinada e a
Figura 2.16 - Influências da microgeometria do tipo trompete (K>1) e queda d`água (K<1) nas caracte-rísticas do processo e da superfície usinada.
Fonte: Adaptado de Maiss, Grove e Denkena, 2017.
Dentre as diferenças mais evidentes mostradas na Figura 2.16, tem-se a maior tensão normal atuante na superfície de incidência da ferramenta (σα) para a microgeometria com fator
K < 1 (Sα > S ). A este tipo de microgeometria também é atribuída a maior deformação plástica, maior espessura mínima de cavaco (hmin) e maior rugosidade Rz, quando comparada à
ferra-menta com fator K > 1. Quanto à deformação elástica da superfície usinada, segundo Maiss, Grove e Denkena33, não é possível inferir diferença entre as microgeometrias. Com isso,
pode-se concluir que a restituição elástica do material deformado, pode-segundo a literatura deformado inicialmente pelo efeito ploughing34 e posteriormente restituído pelo efeito springback35,
inde-pende da assimetria da microgeometria da ferramenta.
Além da influência da simetria do gume, o desempenho das ferramentas utilizadas no torneamento de materiais endurecidos pode ser analisado segundo a inclinação do ângulo de saída ( ). Conforme mostrado na Figura 2.17, quanto mais negativo o ângulo de saída da ferra-menta, maior tende a ser o nível de tensão residual compressiva na superfície usinada.
Figura 2.17 – Valores de tensão residual na superfície usinada obtidos através de simulação numérica em função do ângulo de saída.
Fonte: Adaptado de Kundrák et al, 2017, e Kundrák, Szabó e Markopoulos, 2016.
Embora os valores apresentados na Figura 2.17 estejam acima dos valores obtidos em ensaios de usinagem por Dahlman, Fredrik e Jacobson28, a tendência de o nível de tensão
resi-dual diminuir com o aumento de ângulo de saída ( ) é confirmada em ambos os casos. Deve-se destacar ainda que a os valores apresentados na Figura 2.17 foram gerados considerando uma ferramenta nova, confirmando a tensão compressiva na superfície usinada representada pelo ponto F na Figura 2.13a.
Ademais, um fato interessante que deve ser observado é que durante a vida da ferra-menta a progressão do desgaste da ferraferra-menta pode implicar em modificações significativas nas características da microgeometria da ferramenta, contribuindo para que ao longo da vida da ferramenta possa ocorrer a transição de um estado de tensão compressivo para um estado de tensão trativo (Figura 2.13b).
Atentando-se a esta possibilidade, Rech e Moisan27 realizaram a medição do nível de
tensão residual de um componente em função do desgaste de flanco médio (VBB) da ferramenta.
Nesta ocasião a ferramenta de PcBN possuia = - 20°. Os resultados obtidos mostram que quando a ferramenta está nova o nível de tensão residual na superfície do componente usinado é compressiva e igual a - 250 MPa. Após usinar 165 peças, a tensão residual é trativa e equiva-lente a 200 MPa. Conforme mostrado na Figura 2.18, embora a tensão residual máxima no interior do componente permaneça em 700 ± 100 MPa, a tensão na superfície usinada é drasti-camente alterada de ≈ - 250 εpa para ≈ β00 εpa, sendo o desgaste de flanco da ferramenta igual a 150 µm para este instante da vida da ferramenta.
Figura 2.18 - Modificação do estado de tensão residual em função da progressão do desgaste da ferra-menta.
Fonte: Adaptado de Rech e Moisan, 2003.
Através dos resultados obtidos por Rech e Moisan27, nota-se que a vida da ferramenta
pode ser determinada segundo três critérios. Em um primeiro nível pode ser estabelecida através do nível de rugosidade da superfície usinada (Ra< 1,5 m), que para o cenário avaliado equivale
à usinagem de 280 peças. O segundo nível seria determinar o fim de vida de acordo com o desgaste de flanco médio (VBB = 150 m), possibilitando a usinagem de 165 peças. No terceiro
nível o fim de vida da ferramenta seria limitado ao instante em que ocorre a transição de um estado de tensão residual compressivo para um estado de tensão residual trativo (≈ 0 εPa), que para o cenário avaliado limita-se a usinagem de 100 peças.
A partir dessas relações pode-se concluir que o monitoramento da progressão do des-gaste da ferramenta definido por VBB, embora seja o suficiente para prever o nível de tensão
residual na superfície usinada, não é o suficiente para explicar o comportamento da progressão do nível de tensão residual na superfície usinada. Isso porque a progressão de VBB permite
definir a progressão do carregamento térmico na interface ferramenta-peça, mas não é capaz de estabelecer por completo a progressão do carregamento mecânico nesta região.
Para que a progressão do carregamento mecânico na superfície usinada seja analisada por completo, faz-se necessário compreender também a progressão das alterações de (ângulo de saída) ao longo da vida da ferramenta.
2.2.3 Desgaste de ferramentas
Ferramentas de usinagem ao serem utilizadas em processos de usinagem inevitavelmente apresentam algum tipo de desgaste. Na Figura 2.19 são apresentadas as regiões de ocorrência, bem como as formas de desgaste em ferramentas de geometria definida.
Figura 2.19 - Formas de desgaste em ferramentas de usinagem.
Fonte: Machado et al, 2015.
As regiões de ocorrência de desgaste são três: face, flanco (região B – N - A) e raio de quina (região C). Na região da face a principal forma de desgaste é denominada como desgaste de cratera, sendo caracterizada pela profundidade (KT), pelo comprimento (KB) e pelo afasta-mento médio em relação ao flanco (KM). Na região do flanco e do raio de quina as formas de desgaste são caracterizadas pela largura do desgaste em relação à face, sendo classificadas como desgaste de flanco médio (VBB), desgaste de flanco máximo (VBBmáx), desgaste de entalhe
(VBN) e desgaste de quina (VBC).
Em termos práticos, normalmente o equipamento utilizado para caracterizar o desgaste de ferramentas é um microscópio de ferramentaria, onde tem-se a projeção 2D do desgaste. Neste caso, o critério de fim de vida da ferramenta é tipicamente determinado em VBB = 300
µm. No entanto, em ferramentas de PcBN as maiores alterações da microgeometria estão rela-cionadas com o parâmetro KT, o qual dificilmente é avaliado quando o desgaste da ferramenta é caracterizado através de microscópio de ferramentaria.
Além disso, na usinagem de materiais endurecidos a avaliação do desgaste de ferramen-tas segundo parâmetros tridimensionais mostra-se mais efetiva que parâmetros bidimensionais. Assumindo este fato, alternativas para acompanhar a progressão do desgaste de ferramentas além de critérios bidimensionais (VBB e KT), consistem na utilização de tecnologias de
3 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL
Nesta pesquisa a metodologia experimental foi planejada com o objetivo de analisar a taxa de desgaste e a progressão do desgaste de ferramentas de PcBN, aplicadas no torneamento radial e axial do aço AISI 52100 com dureza de 60 ± 2 HRC, bem como sua influência nas componentes da força de usinagem e no acabamento da superfície usinada, visando sobretudo comparar o torneamento radial e axial.
Partindo desse princípio, foi desenvolvido um protocolo de ensaios onde ficou estabe-lecido que os ensaios de torneamento (radial e axial) seriam executados em três níveis de velo-cidade de corte (120 – 150 – 187,5 m/min) e que seriam replicados uma única vez (padrão + réplica). Como resultado, os procedimentos experimentais foram divididos em duas partes, cada uma com três etapas de desenvolvimento.
A primeira parte é composta pelas etapas de (i) fabricação de corpos de prova, (ii) tra-tamento térmico dos corpos de prova e (iii) caracterização dos corpos de prova e das ferramen-tas. Na segunda parte tem-se a efetiva comparação entre o torneamento radial e axial, determi-nada pelas etapas de (iv) execução de ensaios de usinagem, (v) avaliação da progressão do perfil e do nível de desgaste das ferramentas e (vi) análise da superfície usinada. O fluxo entre as atividades que compõem cada uma das etapas e partes do procedimento experimental é especi-ficado na Figura 3.1 e explicado em detalhes nas seções seguintes.
Destaca-se que a execução da primeira parte do procedimento experimental foi realizada principalmente no Centro Universitário de Brusque (UNIFEBE), utilizando a infraestrutura do Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação (CTIF). Já a segunda parte exigiu que, além da infraestrutura do CTIF, fosse também utilizada a infraestrutura da Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC), onde está localizado o Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP).
Figura 3.1 – Fluxograma de atividades do procedimento experimental.
3.2 TRATAMENTO TÉRMICO
Visando atingir dureza de 60 ± 2 HRC, os corpos de prova foram submetidos aos pro-cessos de têmpera e revenimento. Além do nível de dureza, foi especificado que o processo de tratamento térmico deveria garantir uma profundidade de têmpera de no mínimo 5 mm. O pro-cesso de tratamento térmico dos corpos de prova foi realizado pela empresa TecnoTêmpera Tratamentos Térmicos Ltda.
3.3 CARACTERIZAÇÃO DOS CORPOS DE PROVA E DAS FERRAMENTAS
3.3.1 Verificação da dureza dos corpos de prova
Realizado o tratamento térmico, foi feita a verificação do nível de dureza de cada um dos 12 corpos de prova através de ensaios de dureza Rockwell, na escala C, conforme metodo-logia estabelecida pela norma ABNT NBR ISO 6508-1:200839. Para cada verificação, foram
realizadas 3 medições na superfície a ser usinada. O nível de dureza do material foi verificado sempre que foram realizadas as paradas programadas dos ensaios de usinagem. O durômetro utilizado nos ensaios é do fabricante PANTEC, modelo RASN-RB, fabricado no ano de 2005 e está instalado na UNIFEBE.
3.3.2 Medição da microgeometria dos gumes das ferramentas
As ferramentas de PcBN utilizadas neste trabalho foram fornecidas pelo fabricante Sandvik Coromant®, código SNGA 120408 S01030A – classe 7025 (ISO H20), e possuem baixo teor de CBN (60%) com uma distribuição bimodal de grãos (1 e γ m) em um ligante de cerâmica de Ti(C,N)40. Para a realização de cada um dos 12 ensaios de usinagem, foi utilizado
um gume da ferramenta de PcBN.
A caracterização da microgeometria das ferramentas foi realizada no CTIF, utilizando o Microscópio de Foco Infinito do fabricante Alicona®, modelo Infinite Focus G5. Este equi-pamento, mostrado na Figura 3.3, conta com uma tecnologia de medição óptica (sem contato), tridimensional, que combina variação de foco e escaneamento vertical38,41.
Figura 3.3– Microscópio Infinite Focus G5.
Fonte: Elaborado pelo autor, 2019.
Antes de serem caracterizadas, as ferramentas foram limpas com álcool etílico 95% du-rante 3 minutos em uma câmara de ultrassom. No primeiro passo a ferramenta foi posicionada em um suporte de insertos com inclinação de 45º. No segundo passo foi selecionada a área de medição, definindo-se os deslocamentos dos eixos x e y, e os parâmetros de medição. O tama-nho da área de medição foi determinado de maneira que fosse maior que a área total potencial-mente afetada pelo desgaste progressivo da ferramenta. Por fim, no terceiro passo foi selecio-nado o deslocamento vertical de medição, de modo que fosse estabelecido o ponto focal má-ximo (≈ 0,05 mm ) e mínimo (≈ 0,50 mm ), em relação ao ponto mais alto do gume a ser analisado.
Executados os três passos, a medição era realizada, durando em média 5 minutos. Os parâmetros de medição adotados na medição dos gumes das ferramentas são especificados na Tabela 3.2.
Tabela 3.2 – Parâmetros utilizados nas medições dos gumes das ferramentas.
Parâmetro Especificação
Objetiva 20x
Polarizador Ligado
Ring light Ligado
Exposição 22,00 ms – 36,65 ms Contraste 0,30 – 0,32 Resolução vertical 0,γ65 m Resolução lateral β,λγ6 m Deslocamento no eixo x – 0,7 mm / + 1,2 mm Deslocamento no eixo y – 1,5 mm / + 1,8 mm Deslocamento no eixo z – 0, 50 mm / + 0,05 mm Região de medição 15β6 m x 811 m
O resultado da medição é uma nuvem de pontos definida por aproximadamente 6,3 mi-lhões de pontos, denominada conjunto de dados de superfície (Surface Dataset). Após este ar-quivo ser salvo, a microgeometria de referência de um dos gumes da ferramenta de PcBN, no estado sem desgaste (gume novo), está devidamente registrada.
Este procedimento de medição da microgeometria dos gumes das ferramentas também foi utilizado na segunda parte do procedimento experimental, na etapa de avaliação das ferra-mentas, onde foram registrados os gumes desgastados. Com isso, conforme será descrito no item 3.5, pode-se fazer a comparação do gume novo (superfície de referência) com o gume desgastado, e então quantificar o nível de desgaste.
3.4 EXECUÇÃO DE ENSAIOS DE USINAGEM
A etapa de execução dos ensaios de usinagem marca o início da segunda parte do pro-cedimento experimental, a qual prevê 6 paradas programadas durante a execução dos 19 minu-tos de usinagem. As paradas programadas ocorreram sempre que o tempo efetivo de usinagem atingiu aproximadamente 1 – 5 – 9 – 12 – 15 – 19 minutos. A cada interrupção dos ensaios de usinagem foram realizadas a avaliação das ferramentas e análise da superfície usinada (vide Figura 3.1).
Antes que fossem realizados os ensaios de usinagem, fez-se necessário integrar dois sistemas: o sistema de usinagem e o sistema de medição de forças de usinagem. Na Figura 3.4 é representada esquematicamente a configuração de montagem dos dois sistemas para a execu-ção dos ensaios axiais.
Figura 3.4 – Configuração de montagem para ensaios de torneamento axial.
Fonte: Elaborado pelo autor, 2019.
O sistema de usinagem é composto por 5 itens: (1) placa de fixação de três castanhas (acionada pelo eixo-árvore da máquina-ferramenta), (2) castanhas, (3) corpo de prova, (4) fer-ramenta de PcBN e (5) porta-ferfer-ramenta. O sistema de medição de forças de usinagem é com-posto por 6 itens: (6) suporte para fixação da plataforma piezelétrica, (7) plataforma piezelé-trica, (8) cabos coaxiais, (9) amplificadores de sinais, (10) placa de aquisição de sinais e (11) notebook. A especificação de cada um dos itens que compõem e integram os dois sistemas é descrita nas seções 3.4.1 e 3.4.2.
3.4.1 Sistema de usinagem
A máquina-ferramenta utilizada nos ensaios de torneamento (axial e radial) foi um torno CNC do fabricante Heyligenstaedt®, modelo Heynumat 10 U, comandado numericamente por comando SIEMENS – Sinumerik 802D, com rotação máxima de 4500 rpm, capaz de fornecer 75 kW de potência nominal no eixo-árvore, equipado com placa de três castanhas de fecha-mento hidráulico e pressão máxima de 45 bar e com capacidade para usinar componentes com até Ø 250 mm e 1500 mm de comprimento (utilizando fixação adicional por contra ponto). Esta máquina-ferramenta, mostrada na Figura 3.5, está disponível no LMP.
Figura 3.5 – Máquina-ferramenta utilizada nos ensaios.
Fonte: Elaborado pelo autor, 2019.
A fixação dos corpos de prova, na placa de três castanhas da máquina-ferramenta, foi garantida por castanhas especificamente projetadas e fabricadas para cada tipo de corpo de prova42. Como foram realizadas paradas programadas nos ensaios de usinagem para analisar a
superfície usinada, a retirada dos corpos de prova da máquina-ferramenta foi inevitável. Por isso, ambos os tipos de castanhas utilizadas possuem um rebaixo com um batente de apoio para permitir que os corpos de prova sejam reposicionados com maior facilidade em relação ao eixo Z.
Eventuais batimentos radiais (fixação de corpo de prova axial) ou axiais (fixação de corpo de prova radial) foram minimizados com alinhamento do corpo de prova utilizando reló-gio apalpador com resolução de 1 m, até que o batimento fosse ≤ 20 m. Em situações em que o batimento não pôde ser minimizado (30 – 70 m), foi realizado um passe de ajuste com uma terceira ferramenta de PcBN, e então novamente conferido o batimento até que fosse esta-belecido o padrão de alinhamento especificado.
As ferramentas de PcBN utilizadas nos ensaios foram montadas em dois tipos de porta-ferramenta que, assim como as porta-ferramentas, são fornecidos pela empresa Sandvik Coromant®. Para os ensaios de torneamento na direção axial foi utilizado o porta-ferramenta DSBNL 2020K 12 e, para os ensaios na direção radial de corte as ferramentas de PcBN, foram montadas em um porta-ferramenta DSBNR 2020K 12. Os detalhes da montagem e fixação do suporte-ferra-menta na máquina-ferrasuporte-ferra-menta são descritos na seção 3.4.2.
Utilizando os materiais e métodos até então descritos para o sistema de usinagem, os ensaios de torneamento foram realizados empregando as condições de usinagem especificadas na Tabela 3.3.
Tabela 3.3 – Condições de usinagem
Parâmetro Especificação
Sandvik® Ensaios
Velocidade de corte [m/min] 125 – 180 120 – 150 – 187,5
Avanço [mm] 0,05 – 0,30 0,08
Profundidade de corte [mm] 0,07 – 0,80 0,2
Direção de usinagem – Radial ou Axial
Meio lubrirrefrigerante – A seco
Pode ser verificado na Tabela 3.3 que os ensaios de usinagem possuem dois fatores, sendo três níveis para o fator velocidade de corte e dois níveis para o fator direção de usinagem. Como cada ensaio foi replicado uma vez (n=2), foi necessário realizar 12 ensaios. Para cada ensaio de torneamento foram previstas 6 paradas programadas para execução das etapas de avaliação das ferramentas (item 3.5) e análise da superfície usinada (item 3.6). Com isso, con-clui-se que os 12 ensaios de usinagem demandaram um total de 72 interrupções. As interrupções ocorreram sempre quando os ensaios de torneamento (axial e radial) acumularam 1 – 5 – 9 – 12 – 15 – 19 minutos de usinagem.
3.4.2 Sistema de medição das componentes da força de usinagem
Durante a realização dos ensaios de torneamento foram medidas as três componentes da força de usinagem (força de corte, força de avanço e força passiva), através de um sistema capaz de converter força mecânica em carga elétrica (plataforma piezelétrica), amplificar e transfor-mar carga elétrica em tensão elétrica (amplificadores), converter sinal analógico em sinal digital (placa de aquisição de sinais) e registrar e tratar o sinal digital (software), tendo como resultado uma representação gráfica das componentes da forças de usinagem em função do tempo.
A plataforma piezelétrica utilizada é do fabricante Kistler Instrument®, modelo 9257A, capaz de identificar duas componentes de força coplanares (x,y) com magnitude de até 5 kN, e uma componente normal (z) máxima de 10 kN. Neste equipamento cada componente de força possui um canal específico de saída, onde foram conectados cabos coaxiais blindados para transferir os sinais de saída da plataforma até os amplificadores.
Os amplificadores de sinais empregados, assim como a plataforma piezelétrica, são do fabricante Kistler Instrument®. Foram utilizados dois modelos de amplificadores: modelo 5011 (Fc e Fp) e 5006 (Ff). Os três amplificadores foram conectados a uma placa de aquisição de
sinais do fabricante National Instrument®, modelo NI USB 6218, a qual foi conectada a um notebook. Utilizando software LabVIEW®, o sistema de aquisição de sinais foi configurado para que a taxa de aquisição e gravação de sinais fosse de 1 kHz.
3.5 AVALIAÇÃO DO DESGASTE DAS FERRAMENTAS
Seguindo o fluxo de atividades do procedimento experimental (Figura 3.1), após inter-rompidos os ensaios de torneamento no LMP, a ferramenta utilizada nos ensaios axiais e a ferramenta utilizada nos ensaios radiais foram levadas até o CTIF, onde foram analisadas. Esta etapa, assim como a etapa de caracterização das ferramentas (seção 3.3.2), foi tecnicamente viabilizada pela utilização do Microscópio de Foco Infinito – Alicona®, mostrado anterior-mente na Figura 3.3. A avaliação do desgaste das ferramentas exigiu que fossem realizadas três atividades: medir a microgeometria, medir o perfil e medir o nível de desgaste dos gumes des-gastados das ferramentas.
O registro da microgeometria dos gumes desgastados foi realizado seguindo os mesmos procedimentos descritos no item 3.3.2, utilizando os parâmetros de medição especificados na Tabela 3.2 do mesmo item. A avaliação das ferramentas propriamente dita foi executada inte-gralmente no ambiente virtual do software. Para quantificar o nível de desgaste dos gumes foi utilizado o módulo de medição denominado DifferenceMeasurement, e para medir o perfil de desgaste foi utilizado o módulo ProfileFormMeasurement. A seguir são apresentadas as meto-dologias adotadas em cada módulo/medição.
3.5.1 Análise do nível de desgaste das ferramentas de PCBN
O método utilizado para medir o nível de desgaste das ferramentas baseia-se na lógica da sobreposição, no qual uma superfície de referência (gume novo) é sobreposta por uma se-gunda superfície (gume desgastado). Este processo é esquematicamente representado na Figura 3.6.
Figura 3.6 – Medição do nível de desgaste.
Fonte: Elaborado pelo autor, 2019.
Ao final do processo de medição da diferença entre as superfícies (gume novo e gume desgastado) tem-se a quantificação de 5 parâmetros que caracterizam o nível de desgaste da ferramenta. A nomenclatura e a definição dos parâmetros, segundo proposto por Boing, Schro-eter e Oliveira5 e Boing6, é sumarizada na Tabela 3.4.
Tabela 3.4 – Parâmetros para análise do desgaste das ferramentas5,6.
Parâmetro Unidade Definição
WRM m³ Volume de material removido da ferramenta em relação à su-perfície de referência.
WMD m Máxima profundidade de defeito em relação à superfície de
referência
WAA m² Área afetada da ferramenta em relação à superfície de
refe-rência
WAM m³ Volume de material adicionado à ferramenta em relação à su-perfície de referência
WMH m Máxima altura de defeito em relação à superfície de referência
Analisando a escala de cores da Figura 3.6, pode-se verificar que o parâmetro WMD é de
aproximadamente λ0 m. Este e os outros parâmetros considerados relevantes para essa pes-quisa foram transcritos na parte inferior direita da Figura 3.6. Portanto, dentre os parâmetros propostos por Boing6, nesta pesquisa foram adotados apenas os parâmetros W
RM, WMD e WAA,
de forma que durante a análise do nível de desgaste foram desconsiderados os parâmetros que indicam a “adição” de material à ferramenta.
