EFEITO DO RAIO DE ARESTA NA USINAGEM DE UM AÇO DUAL-FASE

7th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING 20 a 24 de Maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - Brasil

May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil

EFEITO DO RAIO DE ARESTA NA USINAGEM DE UM AÇO DUAL-FASE

Cleiton Lazaro Fazolo de Assis, fazolocla@usp.br Aldo Marcel Yoshida Rigatti, rigattialdo@hotmail.com Renato Goulart Jasinevicius, renatogj@sc.usp.br Alessandro Roger Rodrigues, roger@sc.usp.br Reginaldo Teixeira Coelho, rtcoelho@sc.usp.br

Resumo: Este trabalho quantificou o efeito do raio de aresta da ferramenta na rugosidade da peça, energia específica

de corte e mecanismo de formação de cavaco de um aço baixo-carbono ferrítico-perlítico no fresamento de topo CNC concordante, sem emprego de fluido lubrirrefrigerante. Foi utilizada uma fresa de diâmetro 16 mm e insertos de metal duro recobertos com PVD-TiAlN. A força de usinagem foi medida empregando dinamometria piezelétrica. A velocidade de corte e a profundidade de usinagem foram fixadas em 700 m/min e 0,5 mm, respectivamente. O avanço por dente variou entre 10 e 100 µm/z. A energia específica de corte decaiu com o aumento do avanço por dente. Na condição de mínima espessura de corte, os cavacos foram contínuos e não apresentaram separação das lamelas. A análise da rugosidade das peças por perfilometria ótica apontaram um mínimo valor quando fz ≈ re. Portanto,

melhores resultados de acabamento da peça foram alcançados quando o avanço por dente foi próximo do valor do raio de aresta da ferramenta.

Palavras-chave: raio de aresta, rugosidade, energia específica de corte, cavaco, aço dual-fase

1.

INTRODUÇÃO

Há uma série de questões que prevalecem na usinagem com a redução da escala que são fundamentalmente diferentes quando comparada à usinagem tida como convencional ou em macroescala, e que influenciam os mecanismos inerentes ao processo, como formação de cavaco, força de usinagem, estabilidade dinâmica do processo e características da superfície usinada (ALTINTAS e JIN, 2011).

Alguns fatores que tornam a usinagem com a redução de escala um processo diferenciado são a influência da geometria da ferramenta, pois o raio de aresta é comparável em tamanho à geometria de corte, afetando o mecanismo de formação de cavaco (LIU et al., 2004).

A redução de escala contribui de forma fundamental para diferenciar os mecanismos de corte entre os processos de microusinagem e usinagem convencional (ou usinagem macro), portanto, nem todas as soluções analíticas e/ou numéricas disponíveis para macrousinagem podem ser consideradas válidas para as operações de microusinagem, particularmente para pequenas espessuras de corte (DING, SHEN e SHIN, 2012).

Conforme o avanço por dente é reduzido, o raio de aresta (re) das ferramentas é comparável à espessura nominal de corte (h), conforme ilustra a Figura 1. A redução substancial na razão entre a espessura nominal de corte e o raio de aresta da ferramenta tem uma profunda influência sobre a energia específica de corte, formação do cavaco e integridade superficial da peça (DING, SHEN e SHIN, 2012).

Figura 1. Interação cavaco-ferramenta sob efeito do raio de aresta de corte (NAKAYAMA e TAMURA, 1968).

FT - força de avanço

FC - força de corte

h - espessura de cavaco não removido hm - mínima espessura do cavaco

hre - recuperação elástica do material

re - raio de aresta

γe - ângulo efetivo de saída

θm - ângulo crítico ou de estagnação A - ponto de estagnação do cavaco

Os cavacos não podem se formar quando a espessura nominal de corte for inferior à espessura mínima do cavaco, ou seja, a espessura for igual ou menor do que o raio de aresta de corte da ferramenta. Isto devido a efeitos elásticos e de atrito, o que também podem gerar instabilidade do corte, conforme apresenta a Figura 2. Efeitos de vibração regenerativos, decorrentes da anisotropia gerada pela variação nas propriedades individuais de cada grão ou fases do material de trabalho, também precisam ser considerados, mas a avaliação dinâmica exata entre a ferramenta e a peça é extremamente desafiador (CHAE, PARK e FREIHEIT, 2006).

Figura 2. Formação do cavaco em relação à espessura do cavaco e raio de aresta da ferramenta.

A caracterização da superfície, subsuperfície e a condição da borda usinada na redução da escala de usinagem, além do controle de parâmetros de processos relevantes, tais como a taxa de remoção de material, tempo de contato peça-ferramenta e estado da peça-ferramenta (tensões e desgastes) são de importância crescente para monitorar, avaliar e controlar o processo de fabricação (DORNFELD, MIN e TAKEUCHI, 2006).

Quando o raio de aresta da ferramenta passa a influenciar o processo de corte, alterações na orientação cristalográfica e a presença de diferentes fases resultam em uma forte variação na força de usinagem, espessura do cavaco e ângulo de cisalhamento, levando a mudanças na integridade superficial da peça. Quando a ferramenta de corte passa por diferentes fases e a direção de usinagem está alinhada com uma orientação cristalográfica particular, o material da peça à frente da ferramenta encontra-se severamente deformado, provocando redução do ângulo de cisalhamento, maior espessura do cavaco e elevada força de usinagem, além de uma superfície usinada degradada (DING et al., 2010).

Para compreensão dos processos envolvendo a usinagem com espessura de corte na ordem de grandeza do raio de aresta da ferramenta ou ainda menores, é relevante avaliar os fatores mais influentes no processo (MIAN, DRIVER e MATIVENGA, 2011). O efeito das propriedades da microestrutura da peça, o raio de aresta da ferramenta e espessura de corte podem se associar durante a usinagem, afetando a qualidade do componente e seu desempenho (WU e LIU, 2009).

Este trabalho visou contribuir para o entendimento dos mecanismos inerentes ao processo de corte sob efeito do raio de aresta da ferramenta, em particular o fresamento, através da análise do acabamento da peça, energia específica de corte e mecanismo de formação de cavaco.

2.

MATERIAIS E MÉTODOS

Para os ensaios de usinagem, foi proposto o fresamento de topo em centro de usinagem vertical CNC, na condições de corte concordante e sem o emprego de fluido lubrirrefrigerante. A velocidade de corte (vc), a profundidade de

usinagem (ap) e a largura de usinagem (ae) foram mantidos constantes e iguais a 700 m/min, 0,5 mm e 2,0 mm,

respectivamente.

Os parâmetros de corte foram determinados conforme o fabricante das ferramentas de corte e os conceitos de usinagem de acabamento. O avanço por dente variou no intervalo de 10 e 100 µm/z, espassado de 10 em 10 µm na maior parte do intervalo e de 5 em 5 µm no entorno do valor de raio de aresta (re), medido na ferramenta e cujo valor é

25 m. Para avaliação estatística dos resultados, foi adotada uma réplica e nível de significância () de 5%.

2.2. Banco de Ensaios

A preparação dos corpos de prova, assim como os ensaios de usinagem, foram conduzidos em um centro de usinagem CNC Hermle, modelo C800U, 3 eixos, com rotação máxima de 24000 rpm. A caracterização dos insertos e cavacos foi realizada em um microscópio eletrônico de varredura (MEV), marca Philips, modelo XL30-TMP.

As rugosidades médias das superfícies usinadas foram medidas na parte central de cada ae, paralelamente à direção

do avanço, com perfilômetro 2D Taylor Hobson, modelo Talysurf 50 e um perfilômetro ótico Wyko NT1100, assim como as imagens 3D das superfícies usinadas. As medidas de raio de aresta dos insertos foram feitas com um microscópio laser de medição 3D Olympus, modelo OLS4000 LEXT. A montagem experimental para os ensaios de fresamento foi feita de acordo com a Figura 3.

Figura 3. Montagem experimental. 2.3. Corpos de Prova

O material, fornecido pela USIMINAS-Cubatão na forma de chapa grossa laminada, é o aço baixo-carbono dual-fase ferrítico-perlítico denominado comercialmente COS AR 60. Apresenta tamanho médio de grão de 11 µm, dureza de 192 HV, limite de escoamento de 474 MPa e energia absorvida em ensaio Charpy à temperatura ambiente de 176J. A Tabela (1) apresenta a composição química do material.

Tabela 1. Composição química do material. Composição química do material (% em peso)

C Mn P S Si Al Cu Cr Ni Nb V Ti

0,15 1,49 0,027 0,009 0,27 0,046 0,005 0,276 0,008 0,048 0,044 0,016

A Figura (4) apresenta a microestrutura do material obtida por microscopia ótica, revelando matriz microestrutural predominantemente composta por grãos ferríticos (cinza) e esparsas colônias de perlita (preto) geradas pelo bandeamento do carbono decorrente do processo de laminação do material.

Figura 4. Micrografia da microestrutura do material (Ataque Nital 2%).

Todos os corpos de prova foram extraídos paralelamente à direção de laminação e da mesma região da chapa grossa. Uma configuração de corpo de prova em formato de escada (Fig. 5) propiciou a execução dos ensaios com

determinado avanço em cada degrau, evitando que a ferramenta percorresse sobre o ae anterior, assegurando a

fidelidade das medidas de rugosidade posteriores.

Figura 5. Dimensões dos corpos de prova utilizados nos ensaios de usinagem. 2.4. Ferramentas de Corte

Os insertos de metal duro e o suporte para mandril porta-fresa empregados nos ensaios de fresamento foram especificados com auxílio da Sandvik Coromant, fabricante de ferramentas. Para determinação dos valores de avanço da matriz experimental, fez-se necessário o conhecimento do raio de aresta das pastilhas de macrofresamento, para tanto o revestimento empregado nos ensaios finais de usinagem dependeu dos valores de raio de aresta medidos.

Pastilhas revestidas pela técnica de PVD (Physical Vapor Deposition) apresentaram valores de raio de aresta constantes e em torno de 25 µm, conforme ilustrado na Fig. (6). Além disso, esta técnica de deposição possibilita revestimentos de nanodureza extremamente elevada, assim como elevada tenacidade e resistência ao calor, propriedades necessárias para ferramentas utilizadas em usinagens com alta velocidade de corte (FERNÁNDEZ-ABIA et al., 2011).

Sendo assim, para os ensaios foram utilizados pastilhas de metal duro revestidas com PVD-TiAlN (código R390-11 T3 08-PL 1030). De acordo com o fabricante, o revestimento de TiAlN favorece a rugosidade da superfície, garantindo maior sensibilidade das medidas de rugosidade, nos valores de avanço por dente curtamente espaçados.

Os insertos retangulares apresentam espessura de 3,59 mm, comprimento de 11 mm, largura de 6,8 mm, raio de ponta de 0,8 mm, ângulo de folga de 21° e ângulo de posição de 90°. O suporte dos insertos (código R390-016A16-11L), apresenta haste cilíndrica e sistema de fixação hidráulico, diâmetro 16 mm e passo largo com 2 insertos intercambiáveis. Para cada ensaio, apenas um inserto realizou o corte, enquanto o outro (com a aresta de corte removida controladamente) teve o propósito de balancear o sistema.

Figura 6. (a) Imagem de MEV da aresta de corte e (b) medição do raio de aresta da ferramenta. 3.

RESULTADOS E DISCUSSÃO

O gráfico da Fig. (7a) apresenta a relação entre a rugosidade e o avanço por dente. Os resultados mostram que os valores medidos têm o mesmo comportamento com inflexão a partir dos valores de fz = re. Comportamento semelhante

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0 1 2 3 4 R u g o si d ad e m éd ia R a [µm ]

Avanço por dente / Raio de aresta de corte [µm / µm]

Não contato Contato 0 5 10 15 20 25 0 1 2 3 4 E ne rgia e spe cíf ic a de c o rte [ J/m m 3]

Avanço por dente / Raio de aresta de corte [µm / µm]

Figura 7. (a) rugosidade média medida por técnica de contato e não contato (b) gráfico do comportamento da energia específica de corte.

Conforme obsevado no gráfico da Fig. (7a), os valores de rugosidade estão situados numa escala submicrométrica, fato que contribuiu para a diferença entre os valores médios de rugosidade entre as duas técnicas de medição. O apalpador utilizado na técnica de contato para medição da rugosidade é uma agulha de diamante, padrão cônico com 2 µm de raio de ponta. Devido este raio, o apalpador não é capaz de atingir a profundidade exata dos vales das ondulações presentes na superfície das peças, gerando uma medida de rugosidade virtual, baseada na limitação do equipamento. A técnica de não contato por interferometria favorece medidas mais precisas, pois se baseia na formação de franjas por variação da matriz de sensibilidade que relaciona a forma geométrica de um objeto às fases de medição ótica. A matriz contém três variáveis, comprimento de onda, índice de refração, e iluminação e direções de observação, a partir das quais três métodos, dois ou múltiplos comprimentos de onda, mudanças de índice de refração e variação da direção de iluminação, resultam no perfil da superfície analisada (CHEN, BROWN e SONG, 2000).

Para valores de espessura nominal de corte, menores que o raio de aresta da ferramenta, a rugosidade da superfície aumenta devido à recuperação elástica e efeitos de espessura mínima de corte. A relação entre a geometria da ferramenta e do corte em condições de espessura mínima de corte faz com que uma porção considerável do material escoe pela superfície de folga da ferramenta e, em seguida, recupere elasticamente após a passagem da ferramenta, com uma pequena região de deformação plástica (KOMANDURI, 1971). Para avanços por dente maiores que o raio de aresta, a rugosidade cresce dado o efeito geométrico entre o raio de ponta da ferramenta e o avanço (rugosidade teórica), além de possíveis instabilidades dinâmicas (rugosidade de processo).

A Figura (7b) mostra o típico efeito de redução da escala do corte, pois a energia específica de corte diminui com o aumento do avanço por dente da ferramenta, comportamento que é governado pela diminuição do fluxo lateral de cavaco (Diniz, Marcondes e Coppini, 2000). Particularmente, a energia específica de corte cresce assintoticamente quando fz/re < 1, demonstrando que avanços por dente menores que o raio de aresta da ferramenta geram mais

deformação da superfície e recuperação elástica, sem necessariamente haver o corte do material e remoção de cavaco em sua formação clássica.

Para as análises de superfície usinada e cavaco, foram considerados três avanços por dente, 10 µm/z (< re), 25 µm/z

(≈ re) e 100 µm/z (> re). O propósito foi evidenciar e comparar condições distintas e que permitisse avaliar o efeito da

mínima espessura de corte na usinagem do material empregado e o valor do raio de aresta de corte da ferramenta. As imagens de perfilometria da superfície usinada (Fig. 8) revelam características geradas pelo efeito de mínima espessura de corte na formação da superfície usinada. Defeitos como microcrateras e possíveis arrancamentos de grãos surgiram em decorrência do encruamento gerado pela deformação dos grãos logo após a passagem da ferramenta e menor resistência dos grãos à frente da ferramenta, principalmente nos menores valores de avanço por dente. Estes defeitos não foram encontrados nas imagens de superfície no avanço de 100 µm/z.

(a)

(b)

fz

[µm/z] Imagem 2D Imagem 3D

10

25

100

Figura 8 Imagens de perfilometria ótica da superfície usinada em diferentes avanços.

De acordo com a Fig. (9), ainda no avanço por dente inferior ao raio de aresta, houve o efeito da anisotropia do material durante a usinagem, gerando regiões mais elevadas em relação a outras, devido às diferenças de dureza entre as fases presentes na microestrutura do material da peça. Pela análise da imagem 2D, a fase A e a fase B sofreram diferentes recuperações elásticas, podendo uma fase ter sido mais afetada pela deformação plástica do que a outra. A imagem 3D torna mais evidente as diferenças de relevo da superfície.

Estas características não foram observadas para os demais valores de avanço por dente, nos quais a anisotropia do material foi sendo menos influente na formação da nova superfície gerada pelo processo de fresamento.

Defeitos

Imagem 2D Imagem 3D

Figura 9. Efeito das fases do material da peça na superfície usinada para o avanço de 10 µm/z.

Com relação ao mecanismo de formação de cavaco na Fig. (10), a face superior do cavaco é caracterizada como a região que apresenta aspereza, e as lamelas possuem melhor definição visual, enquanto na face inferior, o cavaco surge com uma superfície lisa, decorrente da interação com a superfície de saída da ferramenta.

fz

[µm/z] Face superior Lamelas Face inferior

10

25

100

Figura 10. Imagens de MEV do cavaco gerado em três diferentes avanços.

Fase A

Os cavacos apresentaram-se em forma de vírgula ou lascas (corte intermitente) e sem distinção entre as lamelas. Fraturas ocorreram em apenas uma das bordas laterais para os avanços analisados, no entanto as imagens de MEV da Fig. (10) revelam que houve separação das lamelas e não fratura.

Medições das imagens do cavaco revelaram que o ângulo formado entre o início do cavaco (na entrada da ferramenta) e uma reta perpendicular à superfície usinada, corresponde ao ângulo de inclinação da ferramenta, ou seja, aproximadamente 21°. Considerando o formato do cavaco nos menores avanços por dente como um "leque aberto", é possível inferir que houve maior deformação do cavaco na borda inferior em comparação à borda superior vista nas imagens.

Quanto menor o avanço por dente em torno do raio de aresta, menor é o número de grãos a serem cortados, portanto o aumento da energia específica de corte, devido ao efeito de escala, é reflexo da diminuição da probabilidade de se encontrar defeitos microestruturais no plano de cisalhamento (SHAW 1995), resultando em menos deformação da borda inferior do cavaco. E de forma contrária, conforme é aumentado o avanço, a deformação é favorecida pela maior quantidade de defeitos na microestrutura do material da peça. Para avanços maiores que o raio de aresta, este formato de "leque aberto" diminui conforme a espessura da vírgula (forma do cavaco) aumenta.

A análise visual das imagens de MEV mostradas na Fig. (11) revelam os efeitos do atrito na aresta de corte para o ensaio de mínima espessura de corte realizado. Valores de avanço em torno da dimensão do raio de aresta da ferramenta ou menores tenderam a remover o recobrimento da pastilha, revelando o substrato da superfície de folga logo abaixo do raio de aresta da ferramenta. Esta observação sugere que o mecanismo de desgaste preponderante seja abrasão, potencializado provavelmente pelo escoamento do material da peça na interface peça-ferramenta (fluxo lateral de cavaco). Estes resultados serão melhor estudados via análise química das ferramentas (MEV/EDS).

Figura 11. Desgaste de flanco da aresta de corte da ferramenta utilizada nos ensaios.

O processo de desgaste abrasivo pode ter sido regido pela fase perlítica do material da peça, por conter constituintes duros de cementita, ou pelas próprias partículas do revestimento da ferramenta, devido à provável alta temperatura desenvolvida e concentrada na zona de corte, que reduz localmente a dureza da ferramenta (Diniz, Marcondes e Coppini, 2000).

4.

CONCLUSÕES

Apesar de o aparato utilizado ser de usinagem em macroescala, foi possível verificar efeitos de mínima espessura de corte devido à redução de escala. Dessa forma, a análise e discussão dos resultados favoreceram as seguintes considerações:

 Efeitos de mínima espessura de corte ocorreram no macrofresamento, revelando resultados semelhantes aos de operações de microusinagem, como comportamento da rugosidade, energia específica de corte e mecanismo de formação de cavaco em torno do raio de aresta da ferramenta;

 O resultado de rugosidade das peças usinadas pode sofrer influência de diferentes técnicas de medição. Para rugosidades em escala submicrométrica, a técnica de não contato (perfilometria ótica) é mais indicada para esta tarefa;

 A anisotropia do material contribuiu para diferenciações na formação da superfície nos valores de avanço por dente inferiores ao raio de aresta da ferramenta, com diferente recuperação elástica entre as fases;

 A redução do avanço por dente e microestrutura do material da peça influenciaram o desgaste da aresta de corte durante a realização dos ensaios.

Superfície de folga

5.

AGRADECIMENTOS

À FAPESP pelo fomento aos projetos 2010/06140-0, 2011/10659-4 e 2012/13363-1 e a AROTEC pelo uso do microscópio a laser 3D Olympus OLS4000.

6.

REFERÊNCIAS

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7.

DIREITOS AUTORAIS

7th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING 20 a 24 de Maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - Brasil

May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil

TOOL EDGE RADIUS EFFECT ON MACHINING OF A DUAL-PHASE

STEEL

Cleiton Lazaro Fazolo de Assis, fazolocla@usp.br Aldo Marcel Yoshida Rigatti, rigattialdo@hotmail.com Renato Goulart Jasinevicius, renatogj@sc.usp.br Alessandro Roger Rodrigues, roger@sc.usp.br Reginaldo Teixeira Coelho, rtcoelho@sc.usp.br

Abstract. This research quantified the effect of tool cutting edge radius on piece roughness, specific cutting energy and

chip formation when end milling a low-carbon steel with ferritc-pearlitic microstructure. The tests were carried out in down-milling condition and no coolant by using 16 mm diameter endmill with PVD-TiAlN coated inserts. Cutting forces were measured by piezoelectric dynamometer which allowed calculating the specific cutting energy. The cutting speed and depth of cut were fixed at 700 m/min and 0.5 mm respectively. However, the feed per tooth ranged from 10 to 100 m/z. The results show that specific cutting energy decreases as feed per tooth increases. Visual analysis of chips revealed they are continuous with lamellae separation. The piece roughness reached a minimum value for fz ≈ re

suggesting that better piece finish can be reached when feed per tooth is next to tool cutting edge radius.

Keywords: scale effect, roughness, cutting specific energy, chip, dual-phase steel

1. RESPONSIBILITY NOTICE