Felipe Gustavo Ebersbach
EFEITOS DO PROCESSO DE TORNEAMENTO NAS PROPRIEDADES DE SUPERFÍCIE EM COMPÓSITOS
AUTOLUBRIFICANTES SINTERIZADOS
Tese submetida ao Programa de Pós-graduação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Santa Catarina para a obtenção do Grau de Doutor em Engenharia Mecânica.
Orientador: Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng.
Coorientador: Prof. Cristiano Binder, Dr. Eng.
Florianópolis
2018
Felipe Gustavo Ebersbach
EFEITOS DO PROCESSO DE TORNEAMENTO NAS PROPRIEDADES DE SUPERFÍCIE EM COMPÓSITOS
AUTOLUBRIFICANTES SINTERIZADOS
Esta Tese foi julgada adequada para obtenção do Título de “Doutor em Engenharia Mecânica”, e aprovada em sua forma final pelo Programa Pós-graduação em Engenharia Mecânica.
Florianópolis, 07 de dezembro de 2018. ________________________ Prof. Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng.
Orientador
________________________ Prof. Cristiano Binder, Dr. Eng.
Coorientador
________________________ Prof. Jonny Carlos da Silva, Dr. Eng.
Coordenador do Curso Banca Examinadora:
________________________
Profa. Henara Lillian Costa Murray, Ph.D. - Relatora
Universidade Federal do Rio Grande (FURG)
________________________
Prof. Bruno Alexandre Pacheco de Castro Henriques, Dr. Eng. Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC)
________________________ Prof. Fabio Antonio Xavier, Dr. Eng. Universidade Federal de Santa Catarina (UFSC)
À minha mãe, Leonida Boing Ebersbach (in memoriam), pelo carinho, dedicação e ensinamentos essenciais
AGRADECIMENTOS
Ao Professor Rolf Bertrand Schroeter, Dr. Eng., pelos conselhos, incentivos, orientações, aprendizados e principalmente pela amizade e confiança construídas.
Ao Professor Cristiano Binder, Dr. Eng., pela confiança, disponibilidade, orientações e pela amizade construída.
Ao Professor Dr.-Ing. Walter Lindolfo Weingaertner, pelo apoio e sugestões para a realização deste trabalho.
Ao Professor Doc. Ing. José Daniel Biasoli de Mello pelas orientações e sugestões para a realização deste trabalho.
Aos integrantes do Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP), Caroline Francisco Dorneles, Derek Manoel Luup Carvalho, Emilio Rudolfo Wrasse, Hélio Irineu José, Larissa Juliana Sirtuli, Matheus Carrara Martins, Michel Reis Pedreira Muniz Tavares, Santiago Javier Caraguay Correa e Theodor Rucker Van Caspel, pela amizade e apoio. E claro, à querida Alaíde Maria Goulartt, pelos momentos de cafezinho.
Aos integrantes do Laboratório de Usinagem e Comando Numérico (USICON), Carlos Eduardo Coelho e João Bento Rovaris, e aos integrantes do Laboratório de Materiais (LABMAT), Antonio Itamar Ramos Filho, Diego Berti Salvaro, Frederico Pereira Junior, Gabriel Borges, Gisele Hammes, Guilherme Mônego e Tatiana Bendo, pela ajuda, apoio e amizade.
Ao Laboratório de Mecânica de Precisão (LMP), Laboratório de Usinagem e Comando Numérico (USICON), Núcleo de Pesquisas em Materiais Cerâmicos e Compósitos (CERMAT), Laboratório de Materiais (LABMAT), Laboratório de Caracterização Microestrutural (LCM) e ao Laboratório de Prototipagem e Produção de Lotes Pilotos (LP3), por
disponibilizar a infraestrutura e dar suporte necessário para a realização deste trabalho.
Ao Centro de Tecnologia e Inovação em Fabricação (CTIF) do Centro Universitário de Brusque (UNIFEBE) por disponibilizar a infraestrutura e dar suporte a realização deste trabalho.
À Universidade Federal de Santa Catarina, em especial ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, pela oportunidade.
Ao CNPq pelo apoio financeiro através da concessão de bolsa de estudos.
Ao meu pai, Carlos Gustavo Ebersbach, e minha irmã, Adriana Ebersbach, pelo apoio e incentivo constante a alcançar meus sonhos, meus sinceros agradecimentos.
À minha noiva, Marieta Trilha de Souza, pelo amor, companheirismo, incentivo e ajuda em todos os momentos que precisei, sendo um fator essencial para a realização deste trabalho, meus sinceros agradecimentos.
A todos que de alguma forma ajudaram, direta ou indiretamente, meu muito obrigado.
“The mind that opens up to a new idea never returns to its original size.”
RESUMO
Em projetos de engenharia geralmente existem superfícies de componentes que apresentam ao mesmo tempo contato e movimento relativo, ocasionando, portanto, atrito e desgaste. Visando a redução destes fenômenos, nos últimos anos ocorreu um aumento significativo em pesquisas relacionadas ao desenvolvimento de materiais que apresentam baixo coeficiente de atrito, principalmente por permitir um aumento no tempo de vida de componentes fabricados e uma redução no consumo de energia. Nesse contexto, o objetivo principal deste trabalho é estudar os efeitos do processo de torneamento na obtenção de superfícies em materiais autolubrificantes produzidos por compactação e sinterização. As superfícies foram usinadas utilizando insertos de metal-duro classe P20 sem o uso de meios lubrirrefrigerantes. Foram analisados os efeitos da variação dos parâmetros de corte (vc, f, ap), geometria das ferramentas
(γ, rε, rn, χ) e do desgaste de flanco na obtenção das superfícies.
Verificou-se que os parâmetros de corte, geometria das ferramentas e o desgaste de flanco modificam as componentes da força de usinagem, bem como a qualidade das superfícies usinadas. Os poros das superfícies sinterizadas, originados devido ao processo de metalurgia do pó dos materiais estudados, são, na sua grande maioria, fechados em decorrência da deformação plástica imposta pela usinagem. As superfícies usinadas apresentaram, mesmo após sofrer usinagem, lubrificantes sólidos expostos, mas, não atingiram valores de coeficiente de atrito dentro do limite de lubricidade. A usinagem proporcionou redução, em torno de 95%, na durabilidade das superfícies quando comparada as superfícies sinterizadas. Os valores do coeficiente de atrito e da taxa de desgaste do par tribológico das superfícies usinadas ficaram aproximadamente 350% e 170%, respectivamente, maiores do que as superfícies sinterizadas. Evidencia-se, através deste trabalho, que o processo de torneamento de compósitos autolubrificantes produzidos por compactação de pós e sinterização proporciona melhores acabamentos nas superfícies. No entanto, modifica o comportamento tribológico das superfícies obtidas. Palavras-chave: Lubrificação sólida. Materiais autolubrificantes. Usinagem. Análise de superfícies usinadas. Tribologia.
ABSTRACT
In engineering projects there are often component’s surfaces that present both contact and relative motion, thus causing friction and wear. Aiming at reducing this phenomena, in recent years there has been a significant increase in research related to the development of materials that have a low coefficient of friction, mainly because it allows an increase in the life time of fabricated components and a reduction in energy consumption. In this context, the main objective of this work is to study the effects of the turning process in obtaining surfaces in self-lubricating materials produced by pressing and sintering. Surfaces were machined using grade P20 cemented carbide inserts without the use of cutting fluid. The effects of variation of cutting parameters (vc, f, ap), tool geometry (γ, rε, rn, χ) and
flank wear on the acquisition of the surfaces were analyzed. It was verified that the cutting parameters, tool geometry and flank wear modified the cutting force components as well as the quality of the machined surfaces. The pores of sintered surfaces, due to the powder metallurgy process of the studied materials were, for the most part, closed due to the plastic deformation imposed by the machining. The machined surfaces have shown, even after machining, exposed solid lubricants, but, they did not reach friction coefficient values within the lubricity limit. Machining resulted in a reduction of around 95% in the durability of the surfaces when compared to the sintered surfaces. The friction coefficient values and the wear rate of the tribological pair of the machined surfaces were approximately 350% and 170%, respectively, higher than the sintered surfaces. It is evidenced, through this work, that the turning process of self-lubricating composites produced by pressing of powders and sintering provides better surface finishes. However, modifies the tribological behavior of the obtained surfaces.
Keywords: Solid lubrication. Self-lubricating materials. Machining. Analysis of machined surfaces. Tribology.
LISTA DE FIGURAS
Figura 2.1 - Coeficiente de atrito do dissulfeto de molibdênio (MoS2),
teflon, grafite, trióxido de antimônio (Sb₂O₃) e o nitreto de boro hexagonal (h-BN). ... 41 Figura 2.2 - Modelo microestrutural de um compósito autolubrificante ideal. ... 42 Figura 2.3 - Efeito da porcentagem de carboneto de silício (SiC) e da temperatura de sinterização no coeficiente de atrito. ... 44 Figura 2.4 - Efeito da rota de processamento no coeficiente de atrito. . 46 Figura 2.5 - Porosidade do material fabricado por (a) SC (500 MPa) e (b) DC (500-700 MPa). ... 47 Figura 2.6 - Superfície de um aço autolubrificante (a) sinterizado e (b) após processo de lixamento. ... 49 Figura 2.7 - Representação esquemática do processo de torneamento. . 57 Figura 2.8 - Torneamento (a) externo e (b) interno. ... 58 Figura 2.9 - Componentes da força de usinagem para o processo de torneamento. ... 59 Figura 2.10 - Dependência das componentes da força de usinagem em relação: (a) avanço, (b) velocidade de corte e (c) profundidade de corte, para processos de usinagem com ferramentas de geometria definida. .. 61 Figura 2.11 - Influência da geometria da ferramenta nos valores característicos da usinagem. ... 63 Figura 2.12 - Transição da forma macroscópica e microscópica da ferramenta relacionada com às condições de corte. ... 64 Figura 2.13 - Método do fator K para caracterização do gume. ... 65 Figura 2.14 - Influência do raio do gume (rn) e do avanço (f) na força de
corte e na força de avanço no torneamento do titânio Ti6Al4V. ... 66 Figura 2.15 - Influência da característica do gume, (a) arredondado e (b) chanfrado, no fluxo do material na zona de separação. ... 67 Figura 2.16 - Representação esquemática de uma superfície. ... 68 Figura 2.17 - Elementos do acabamento de uma superfície. ... 70 Figura 2.18 - Microestrutura da liga Inconel 718 (a) antes da usinagem e (b) após a usinagem com vc = 300 m/min, f = 0,02 mm e ap = 0,3 mm. 76
Figura 2.19 - Desgaste (após 60 minutos) do ferro sinterizado em função da carga para o ambiente (1) ar, (2) nitrogênio, (3) nitrogênio com partículas de Fe2O3, (4) nitrogênio com partículas de Fe3O4 e (5) ferro
sinterizado e oxidado a vapor no nitrogênio. ... 78 Figura 2.20 - Evolução típica do coeficiente de atrito em função do deslocamento percorrido nos ensaios tribológicos, comparando o efeito
do lubrificante sólido total (5, 7,5 e 10% em volume) e o efeito da quantidade de h-BN no compósito. ... 80 Figura 2.21 - Pistas de desgaste para os compósitos com volume de lubrificante sólido de 1%h-BN+6,5%C (A), 1%h-BN+9%C (B) e 2,5%h-BN+7,5%C (C), com carga de 14N e (D) com carga de 35N para o compósito com 1%h-BN+9%C. ... 81 Figura 2.22 - Evolução do coeficiente de atrito com a distância de deslizamento e a posição para os ensaios realizados a seco. ... 83 Figura 3.1 - Microestrutura do material (a) SC e (b) DC. ... 87 Figura 3.2 - Dispositivo de fixação dos corpos de prova na máquina-ferramenta. ... 89 Figura 3.3 - Raio de quina dos insertos wiper. ... 90 Figura 3.4 - Esquema de medição das componentes da força de usinagem para o torneamento externo longitudinal. ... 92 Figura 3.5 - Representação da medição de força relativa utilizada nos ensaios realizados. ... 92 Figura 3.6 - Imagem da superfície usinada com vc = 200 m/min, f = 0,2
mm e ap = 1 mm com o material SC (a) no MEV e (b) identificação dos
poros e lubrificantes sólidos da superfície usinada. ... 93 Figura 3.7 - Tratamento das superfícies para mensurar os parâmetros de rugosidade (a) dados captados, (b) superfície nivelada e (c) remoção da forma cilíndrica e correção da ondulação utilizando filtro gaussiano robusto. ... 95 Figura 3.8 - Medição do fator forma dos poros na camada limite das superfícies usinadas. ... 97 Figura 3.9 - Configuração dos ensaios tribológicos cilindro/cilindro. .. 98 Figura 3.10 - Perfil médio do desgaste na superfície usinada. ... 99 Figura 3. 11 - Mapa topográfico do contracorpo (a) com a forma cilíndrica e (b) forma cilíndrica filtrada. ... 99 Figura 3.12 - Sequência da realização dos ensaios. ... 100 Figura 3.13 - Desgaste de flanco máximo dos insertos. ... 103 Figura 4.1 - Valores médios da força de corte em função da velocidade de corte, avanço e profundidade de corte para os materiais SC (a) e DC (b). ... 106 Figura 4.2 - Imagem obtida no MEV (a) da superfície sinterizada do material SC, (b) da superfície usinada com vc = 200 m/min, f = 0,2 mm e
ap = 1 mm para o material SC e espectro EDX (c) ponto 2 e (d) ponto 3.
Figura 4.3 - Imagem obtida no MEV com magnificação de 500X (a) da superfície sinterizada e (b) da superfície usinada com vc = 200 m/min, f =
0,2 mm e ap = 1 mm para o material SC. ... 110
Figura 4.4 - Valores médios das áreas ocupadas pelos lubrificantes sólidos e poros nas superfícies usinadas para os materiais SC (a) e DC (b). ... 111 Figura 4.5 - Topografia da superfície (a) sinterizada e (b) usinada com vc
= 200 m/min, f = 0,2 mm e ap de 1 mm para o material SC. ... 113
Figura 4.6 - Valores médios dos parâmetros de rugosidade Sq e Sdq em
função dos parâmetros de corte para as superfícies usinadas (a e c) no material SC e (b e d) no material DC. ... 114 Figura 4.7 - Valores médios dos parâmetros de rugosidade Str e Sbi em
função dos parâmetros de corte para as superfícies usinadas (a e c) no material SC e (b e d) no material DC. ... 117 Figura 4.8 - Integridade da superfície sinterizada para (a) material SC e (b) material DC. ... 120 Figura 4.9 - Integridade da superfície usinada para o material SC com (a) vc = 200 m/min, f = 0,2 mm e ap = 0,5 mm; (b) vc = 200 m/min, f = 0,2
mm e ap = 1 mm; (c) vc = 200 m/min, f = 0,1 mm e ap = 0,5 mm; (d) vc =
200 m/min, f = 0,1 mm e ap = 1 mm. ... 121
Figura 4.10 - Falhas na integridade da superfície usinada com vc = 200
m/min, f = 0,2 mm e ap = 1 mm para o material SC. ... 122
Figura 4.11 - Valores médios da microdureza na camada limite das superfícies usinadas com vc = 200 m/min no material SC... 124
Figura 4.12 - Comportamento do coeficiente de atrito em função da carga aplicada para a superfície usinada com vc = 100 m/min, f = 0,2 mm e ap =
1 mm para o material SC. ... 126 Figura 4.13 - Pista de desgaste (a) instante A, (b) instante B e (c) espectro EDX no ponto 1 da superfície usinada com vc = 100 m/min, f = 0,2 mm
e ap = 1 mm para o material SC... 128
Figura 4.14 - Imagem obtida no MEV com feixe de elétrons secundários da pista de desgaste no instante “B” para a superfície sinterizada (a) e para a superfície usinada com vc = 100 m/min, f = 0,2 mm e ap = 1 mm (b),
ambas para o material SC. ... 129 Figura 4.15 - Comportamento do coeficiente de atrito no ensaio de taxa de desgaste, para a superfície sinterizada do material SC. ... 131 Figura 4.16 - Valores da taxa de desgaste e coeficiente de atrito para as superfícies sinterizadas e usinadas com vc = 100 m/min, f = 0,2 mm e ap
= 1 mm, para ambas as rotas de fabricação... 132 Figura 4.17 - Imagem obtida no MEV das pistas de desgaste das superfícies sinterizadas (a) e (c) por SC e (b) e (d) por DC... 133
Figura 4.18 - Espectro EDX no ponto 1 (a) e no ponto 3 (b) da Figura 4.17. ... 134 Figura 4.19 - Imagens das pistas de desgaste obtidas no MEV das superfícies usinadas com vc = 100 m/min, f = 0,2 mm e ap = 1 mm (a e c)
para o material SC e (b e d) para o material DC. ... 135 Figura 4.20 - Perfis médios da pista de desgaste das superfícies sinterizadas (a) SC e (b) DC e usinadas (c) SC e (d) DC. ... 137 Figura 4.21 - Valores médios da força de corte em função do ângulo de saída, raio do gume e ângulo de direção do gume para os materiais SC (a) e DC (b), para ferramenta com raio de quina de 0,8 mm. ... 138 Figura 4.22 - Imagem obtida no MEV da superfície usinada do material SC com a ferramenta de corte rn = 43 µm, γ = 18º, χ = 91º e rε =0,8 mm
com ampliação de 100X (a) e 500X (b). ... 142 Figura 4.23 - Valores médios das áreas ocupadas pelos lubrificantes sólidos e poros para os materiais SC nas superfícies usinadas com rε =0,8
mm (a) e rε =0,4 mm (c) e DC com rε =0,8 mm (b) e rε =0,4 mm (d). 143
Figura 4.24 - Valores médios dos parâmetros de rugosidade Sq e Sdq, em
função do ângulo de saída, raio do gume e ângulo de direção do gume, das superfícies usinadas nos materiais SC (a e c) e DC (b e d) com ferramenta com rε =0,8 mm. ... 146
Figura 4.25 - Valores médios dos parâmetros de rugosidade Str e Sbi, em
função do ângulo de saída, raio do gume e ângulo de direção do gume, das superfícies usinadas nos materiais SC (a e c) e DC (b e d) com ferramenta com rε =0,8 mm. ... 150
Figura 4.26 - Integridade da superfície usinada para o material SC com (a) rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ = 91º e rn = 48 µm; (b) rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ
= 45º e rn = 48 µm; (c) rε = 0,8 mm, γ = 13º, χ = 91º e rn = 48 µm e (d) rε
= 0,8 mm, γ = 13º, χ = 45º e rn = 48 µm. ... 152
Figura 4.27 - Comportamento do coeficiente de atrito em função da carga aplicada para a superfície usinada com rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn =
48 µm no material SC. ... 156 Figura 4.28 - Pista de desgaste (a) instante A, (b) instante B e (c) espectro EDX no ponto 1 e (d) no ponto 2 da superfície usinada com rε = 0,8 mm,
γ = 18º, χ = 45º e rn = 48 µm no material SC. ... 158
Figura 4.29 - Imagem obtida no MEV com feixe de elétrons secundários da pista de desgaste no (a) instante A, (b) instante B da superfície usinada com rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn = 48 µm no material SC. ... 159
Figura 4.30 - Valores da taxa de desgaste e coeficiente de atrito para as superfícies usinadas com rε = 0,8 mm e 0,4 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn = 43
Figura 4.31 - Pista de desgaste das superfícies usinadas com o material SC com (a e c) rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn = 48 µm e (b e d) rε = 0,4
mm, γ = 18º, χ = 45º e rn = 48 µm. ... 163
Figura 4.32 - Espectro EDX no ponto 1 e 4 (a) e no ponto 3 e 5 (b) da Figura 4.31. ... 164 Figura 4.33 - Valores médios da força de corte, força de avanço e força passiva para as superfícies usinadas com vc = 100 m/min, f = 0,2 mm e ap
= 0,5 e 1 mm com e sem desgaste de flanco para o material SC e DC. ... 165 Figura 4. 34 - Imagem obtida no MEV da superfície usinada do material DC com a ferramenta de corte com VBmax = 0,1 mm com rn = 39 µm, γ =
18º, χ = 91º e rε = 0,8 mm com ampliação de 100X (a) e 500X (b). ... 167
Figura 4.35 - Valores médios dos parâmetros de rugosidade Sq, Sdq, Str e
Sbi das superfícies usinadas para os ensaios realizados com vc = 100
m/min, f = 0,2 mm e ap = 0,5 mm para o material SC e ap = 1,0 mm para
o material DC, com ferramenta de corte com VBmáx = 0,1 mm. ... 168
Figura 4.36 - Integridade da superfície usinada para o material SC com ferramenta com VBmáx = 0,1 mm (a) rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn =
45 µm; (b) rε = 0,4 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn = 39 µm. ... 170
Figura 4.37 - Comportamento do coeficiente de atrito em função da carga aplicada para a superfície usinada com ferramenta com VBmáx = 0,1 mm,
rε = 0,8 mm, γ = 13º, χ = 91º e rn = 45 µm no material SC. ... 172
Figura 4.38 - Pista de desgaste (a) instante A, (b) instante B e (c) espectro EDX no ponto 1 e (d) no ponto 2 da superfície usinada com ferramentas com VBmáx = 0,1 mm (rε = 0,8 mm, γ = 13º, χ = 91º e rn = 45 µm), vc =
100 m/min, f = 0,2 mm, ap = 1 mm no material SC. ... 173
Figura 4.39 - Imagem obtida no MEV com feixe de elétrons secundários da pista de desgaste no (a) instante A, (b) instante B da superfície usinada com ferramenta com VBmáx = 0,1 mm (rε = 0,8 mm, γ = 13º, χ = 91º e rn
= 45 µm), vc = 100 m/min, f = 0,2 mm, ap = 1 mm no material SC. ... 175
Figura 4.40 - Valores da taxa de desgaste e coeficiente de atrito para as superfícies usinadas nos pré-ensaios (a) e nos ensaios de usinagem (b) com ferramentas com VBmax = 0,1 mm. ... 176
Figura 4.41 - Pista de desgaste das superfícies usinadas com ferramenta com VBmáx = 0,1 mm no material SC com (a e c) rε = 0,8 mm, γ = 18º, χ
= 45º e rn = 45 µm e (b e d) rε = 0,4 mm, γ = 18º, χ = 45º e rn = 45 µm.
... 179 Figura 4.42 - Espectro EDX no ponto 1 e 4 (a) e no ponto 2 e 6 (b) da Figura 4.41. ... 180
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 - Valores de coeficiente de atrito de diferentes lubrificantes sólidos. ... 38 Tabela 2.2. Propriedades mecânicas em função da microestrutura do material. ... 49 Tabela 2.3 - Composição química dos aços ensaiados. ... 52 Tabela 2.4 - Parâmetros de corte utilizado nos ensaios. ... 54 Tabela 2.5 - Classe de tolerância e valores de rugosidade em função dos processos de usinagem. ... 56 Tabela 2.6 - Composição química dos materiais fabricados. ... 82 Tabela 3.1 - Especificações dos pós utilizados na fabricação dos corpos de prova. ... 85 Tabela 3.2 - Composição da liga utilizada nos ensaios. ... 86 Tabela 3.3 - Variação dos parâmetros de corte dos pré-ensaios. ... 101 Tabela 3.4 - Variação das geometrias das ferramentas nos ensaios. ... 102
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
AISI American Iron and Steel Institute
ASME American Society of Mechanical Engineers
CBN Cubic Boron Nitride
CERMAT Núcleo de Pesquisas em Materiais
Cerâmicos e Compósitos
CNC Comando Numérico Computadorizado
CTIF Centro de Tecnologia e Inovação em
Fabricação.
CVD - MT Medium Temperature Chemical Vapor
Deposition
DC Duplo Compactado
DIN Deutsches Institut für Normung
DLC Diamond Like Carbon
EBSD Electron Backscatter Diffraction
EDX Energy Dispersive X-ray
et al Mais de dois autores
HB Hardness Brinell
HRC Hardness Rockwell
HK Knoop Hardness
HV Vickers Hardness
LABMAT Laboratório de Materiais
LCM Laboratório Caracterização Microestrutural
LMP Laboratório de Mecânica de Precisão
LP3 Laboratório de Prototipagem e Produção
de Lotes Pilotos
MEV Microscópio Eletrônico de Varredura
MMC Metal Matrix Composites
MPI Moldagem de Pós por Injeção
PVD Physical Vapor Deposition
Rm Resistência Mecânica
SC Simples Compactado
UFSC Universidade Federal de Santa Catarina
UNIFEBE Centro Universitário de Brusque
USICON Laboratório de Usinagem e Comando
Numérico UFSC
LISTA DE SÍMBOLOS Letras maiúsculas
Al2O3 [-] Óxido de alumínio
B2O3 [-] Trióxido de boro
B4C [-] Carboneto de boro
BaF2 [-] Fluoreto de bário
BaSO4 [-] Sulfeto de bário
CaF2 [-] Fluoreto de cálcio
CaSO4 [-] Sulfato de cálcio
CuO [-] Óxido de cobre
DLC [-] Carbono tipo diamante
F [N] Força de usinagem
Fc [N] Força de corte
Fe2O3 [-] Óxido de ferro III
Fe3C [-] Carboneto de ferro
Fe3O4 [-] Óxido de ferro II e III
Ff [N] Força de avanço
Fp [N] Força passiva
Fz [N] Força normal
GaS [-] Sulfeto de gálio
GaSe [-] Seleneto de gálio
H3BO3 [-] Ácido bórico
h-BN [-] Nitreto de boro hexagonal
MoO3 [-] Trióxido de molibdênio
MoS2 [-] Dissulfeto de molibdênio
NiO [-] Óxido de níquel
PTFE [-] Politetrafluoretileno
Ra [µm] Desvio aritmético médio da rugosidade no
comprimento de avaliação Re2O7 [-] Óxido de rênio VII
Rp [µm] Altura máxima de pico
Rpk [µm]
Valor da rugosidade média dos picos que estão acima da área de contato mínima do perfil.
RSm [µm] Largura média de um elemento do perfil de
rugosidade
Rt [µm] Altura total do perfil de rugosidade no
comprimento de avaliação
Rz [µm] Altura média de pico a vale
Rλq [µm] Raiz quadrada do comprimento de onda do
perfil
Sb2O3 [-] Trióxido de antimônio
Sbi [-] Capacidade de suporte de carga
Sdq [-] Média quadrática da inclinação da
superfície
SiC [-] Carboneto de silício
SnSe [-] Selênio de estanho
Sq [µm] Desvio médio quadrático
SrF2 [-] Fluoreto de estrôncio
SrSO4 [-] Sulfato de estrôncio
Str [-] Aspecto da textura
Sα [mm] Segmento do gume no flanco
Sγ [mm] Segmento do gume na superfície de saída TiAlN [-] Nitreto de titânio e alumínio
TiC [-] Carboneto de titânio
TiCN [-] Carbonitreto de titânio
TiN [-] Nitreto de titânio
TiO2 [-] Dióxido de titânio
WC [-] Carboneto de tungstênio
WS2 [-] Sulfureto de tungsténio
Z [%] Alongamento
ZnO [-] Óxido de zinco
Δr [-] Perfil de achatamento
Letras minúsculas
1-mc [-] Expoente da equação de Kienzle para força
de corte
1-mf [-] Expoente da equação de Kienzle para a
força de avanço
1-mp [-] Expoente da equação de Kienzle para a
força passiva
ae [mm] Profundidade de corte radial
ap [mm] Profundidade de corte axial
b [mm] Largura de corte
f [mm] Avanço
fz [mm/gume] Avanço por gume
h [mm] Espessura de corte
kc1.1 [N/mm2] Força específica de corte
kf1.1 [N/mm2] Força específica de avanço
Kp1.1 [N/mm2] Força específica de passiva
kW [-] Quilowatt
n0,05 [-] Altura da superfície para 5% de área de
suporte
rn [mm] Raio de gume
rpm [-] Rotação por minuto
rε [mm] Raio de quina da ferramenta
s [-] Segundos
t [-] Tonelada
vc [m/min] Velocidade de corte
ve [m/min] Velocidade efetiva de corte
vf [mm/min] Velocidade de avanço
Letras gregas
µ [-] Coeficiente de atrito
ø [mm] Diâmetro
α [º] Ângulo de incidência
ά [º] Ângulo formado entre o gume principal e
um plano paralelo ao eixo árvore
γ [º] Ângulo de saída
γeff [º] Ângulo de saída efetivo
γs [º] Ângulo de saída do suporte
έ [º] Ângulo formado entre o gume secundário e
um plano paralelo à superfície usinada
λ [º] Ângulo de inclinação
λs [º] Ângulo de inclinação do suporte
φ [º] Ângulo do ápice
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ... 33 1.1 OBJETIVOS ... 36 2 ESTADO DA ARTE ... 37 2.1LUBRIFICAÇÃOSÓLIDA ... 37 2.1.1 Nitreto de boro hexagonal (h-BN) ... 40 2.1.2 Compósitos autolubrificantes de matriz metálica ... 41 2.2USINABILIDADEDEMATERIAIS COMPÓSITOSDEMATRIZ METÁLICA ... 47 2.2.1 Fatores influentes na usinabilidade de aços ... 48 2.3PROCESSOSDEUSINAGEM ... 55 2.3.1 Torneamento ... 57 2.4FORÇADEUSINAGEM ... 58 2.5GEOMETRIADEFERRAMENTASDECORTE ... 61 2.6ANÁLISEDESUPERFÍCIESUSINADAS ... 67 2.6.1 Textura ... 69 2.6.2 Integridade da superfície ... 73 2.7TRIBOLOGIADEMATERIAISSINTERIZADOS ... 77 3 MATERIAIS E MÉTODOS ... 85 3.1MATERIAIS ... 85 3.2PROCESSODETORNEAMENTO ... 88 3.3FERRAMENTASDECORTE... 89
3.4MEDIÇÃODASCOMPONENTESDAFORÇADEUSINAGEM91
3.5ANÁLISEDASSUPERFÍCIESUSINADAS ... 93 3.5.1 Imagens das superfícies usinadas por microscopia eletrônica ... 93 3.5.2 Textura das superfícies usinadas ... 94 3.5.3 Integridade das superfícies usinadas ... 96 3.6ENSAIOSTRIBOLÓGICOSDASSUPERFÍCIESUSINADAS ... 97 3.7TRATAMENTODOSDADOS ... 99 3.8PLANEJAMENTOEEXECUÇÃOEXPERIMENTAL ... 100 3.8.1 Experimentos de usinagem ... 101 4 APRESENTAÇÃO E DISCUSSÕES DOS RESULTADOS ... 105 4.1PRÉ-ENSAIOS ... 105 4.1.1 Componentes da força de usinagem ... 105 4.1.2 Análise das superfícies usinadas ... 108 4.1.3 Características tribológicas das superfícies usinadas... 125 4.2ENSAIOSDEUSINAGEM ... 137 4.2.1 Influência da geometria das ferramentas de corte... 138 4.2.2 Influência do desgaste de flanco ... 164
5. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 181 5.1.CONCLUSÕES ... 181 5.2SUGESTÕESPARATRABALHOSFUTUROS... 183 REFERÊNCIAS ... 185 APÊNDICE A – Teste de hipóteses dos dados obtidos do ângulo de saída, raio de gume e fator K dos insertos. ... 201 APÊNDICE B – Valores obtidos da força de avanço e passiva dos pré-ensaios. ... 203 APÊNDICE C – Resultados da análise de variância para as componentes da força de usinagem e para área dos lubrificantes sólidos das superfícies usinadas dos pré-ensaios. ... 205 APÊNDICE D – Resultados da análise de variância para os parâmetros de rugosidade dos pré-ensaios. ... 207 APÊNDICE E – Valores obtidos da espessura da camada afetada e resultados da análise de variância da espessura da camada afetada dos pré-ensaios. ... 209 APÊNDICE F – Valores obtidos do fator forma dos poros e resultados da análise de variância do fator forma dos poros na integridade da superfície usinada dos pré-ensaios. ... 211 APÊNDICE G – Resultados da análise de variância da microdureza da camada limite das superfícies dos pré-ensaios. ... 213 APÊNDICE H – Resultados da análise de variância do coeficiente de atrito e taxa de desgaste das superfícies usinadas dos pré-ensaios. ... 215 APÊNDICE I – Ensaios de durabilidade das superfícies sinterizadas e usinadas nos pré-ensaios. ... 217 APÊNDICE J – Valores obtidos da força de corte, avanço e passiva dos ensaios usinagem... 221 APÊNDICE K – Resultados da análise de variância para as componentes da força de usinagem e para área dos lubrificantes sólidos e poros das superfícies usinadas dos ensaios de usinagem. 225 APÊNDICE L – Valores obtidos dos parâmetros de rugosidade e resultados da análise de variância para a variação da geometria das ferramentas dos ensaios de usinagem. ... 227 APÊNDICE M – Valores obtidos da espessura da camada afetada e resultados da análise de variância da espessura da camada afetada dos ensaios de usinagem... 231 APÊNDICE N – Valores obtidos do fator forma dos poros e resultados da análise de variância do fator forma dos poros na integridade da superfície usinada dos ensaios de usinagem. ... 233
APÊNDICE O – Resultados da análise de variância da microdureza na camada limite das superfícies dos ensaios de usinagem. ... 235 APÊNDICE P – Ensaios de durabilidade e resultados da análise de variância da durabilidade das superfícies dos ensaios de usinagem. ... 237 APÊNDICE Q – Resultados da análise de variância do coeficiente de atrito e taxa de desgaste das superfícies dos ensaios de usinagem. 239 APÊNDICE R – Valores obtidos das componentes da força de usinagem dos ensaios de usinagem com VBmáx = 0,1 mm e resultados da análise de variância para as componentes da força de usinagem. ... 241 APÊNDICE S – Valores obtidos dos parâmetros de rugosidade Sq, Sdq, Str e Sbi e resultados da análise de variância das superfícies usinadas com VBmáx = 0,1 mm. ... 243 APÊNDICE T – Resultados da análise de variância da espessura da camada afetada e da durabilidade das superfícies usinadas com VBmáx = 0,1 mm. ... 245 APÊNDICE U – Ensaios de durabilidade das superfícies usinadas com VBmáx = 0,1 mm. ... 247
1 INTRODUÇÃO
Os avanços tecnológicos dos últimos anos e o aumento gradual das exigências no desempenho dos materiais de engenharia impulsionam, cada vez mais, o desenvolvimento de novos materiais com propriedades específicas, para as mais variadas aplicações. Neste sentido, soluções ambientalmente amigáveis e que apresentem ao mesmo tempo algum ganho no desempenho dos materiais têm sido pesquisadas. O desenvolvimento sustentável é a chave do conceito de preservação do meio ambiente, através do qual busca-se ter capacidade de atender às necessidades atuais, sem comprometer a capacidade de atender às necessidades futuras. Desta forma, o desenvolvimento sustentável de soluções de engenharia apresenta elevada relevância em todas as etapas da cadeia produtiva, dentre todos os setores da indústria.
Dentro do contexto de sustentabilidade, uma área que apresenta uma importância especial é a eficiência energética. Mesmo com o avanço no desenvolvimento tecnológico, uma grande quantidade de energia mecânica produzida em todo o mundo continua sendo desperdiçada, principalmente pela deficiência na lubrificação, a qual é convertida em calor por atrito, interferindo drasticamente no desempenho de um sistema mecânico [1]. Holmberg e Erdemir [2] comentam que do consumo total de energia no mundo, aproximadamente 23% são originados de contatos tribológicos, onde 20% é usado para superar o atrito e 3% para recuperar peças e equipamentos desgastados ou que sofreram falhas devido ao desgaste. Portanto, pesquisas destinadas a melhorar o desempenho tribológico das superfícies, particularmente na redução do coeficiente de atrito, ganham cada vez mais relevância. Sistemas mecânicos que utilizam materiais com baixo coeficiente de atrito acarretam uma diminuição no consumo de energia e ao mesmo tempo aumentam a durabilidade das peças envolvidas no sistema, o que reduz a taxa de descarte.
A redução do atrito e do desgaste entre materiais pode ocorrer quando as superfícies dos materiais em contato são separadas por uma camada de lubrificante. Para que ocorra separação das superfícies, pode-se usar os lubrificantes fluidos, que são os óleos e as graxas, bem como os lubrificantes sólidos, que incluem, por exemplo, o grafite e o dissulfeto de molibdênio. Na engenharia, a lubrificação com fluidos, denominada de lubrificação líquida, é a mais utilizada, entretanto é mais prejudicial ao meio ambiente quando comparada à lubrificação sólida. Em determinadas aplicações, o uso de fluidos na lubrificação apresenta problemas, como
por exemplo em casos onde as temperaturas de trabalho são muito elevadas, podendo levar à evaporação do fluido lubrificante. Além disso, a lubrificação líquida apresenta desvantagens em situações de lubrificação limite, como a proveniente de paradas de ciclos, ou quando ocorre a impossibilidade de formação de um filme de óleo contínuo para separar as superfícies em contato [3].
A lubrificação a seco, denominação dada à lubrificação que utiliza os lubrificantes sólidos, surgiu como uma alternativa para a lubrificação líquida. Os lubrificantes sólidos podem estar incorporados ao volume dos materiais ou serem aplicados nos componentes sob a forma de revestimentos. Porém, os materiais que apresentam lubrificantes sólidos em seu volume apresentam um maior tempo de vida dos componentes, em comparação aos revestimentos, pois esses, quando desgastados, aceleram rapidamente o desgaste das superfícies em contato.
Os materiais autolubrificantes, que apresentam incorporados em seu volume as partículas de lubrificantes sólidos, vêm sendo aplicados em diversos componentes [4, 5, 6, 7]. No entanto, esses materiais normalmente apresentam baixa resistência mecânica devido à grande descontinuidade da matriz, ocasionada pelo elevado teor volumétrico de partículas de lubrificante sólido no material para reduzir o coeficiente de atrito. Essa desvantagem da baixa resistência mecânica desses materiais foi solucionada quando Hammes [8] e Binder [9] desenvolveram em suas pesquisas aços autolubrificantes com elevada resistência mecânica e baixo coeficiente de atrito, por meio do processo de metalurgia do pó.
Os materiais autolubrificantes podem ser fabricados por metalurgia do pó, por meio da compactação e sinterização [10, 11]. A fabricação de materiais via metalurgia do pó proporciona porosidades em sua microestrutura, as quais são influenciadas por diversos fatores, como por exemplo a pressão de compactação (no caso de materiais fabricados por compactação de pós), tempo e temperatura de sinterização, bem como o tamanho e forma das partículas de pó utilizadas. Além disso, a metalurgia do pó apresenta como vantagem a capacidade de produção de peças com a geometria final (near net shape). Em casos onde existe a necessidade de um processo de acabamento após a sinterização, a usinagem pode ser utilizada para adequar as tolerâncias dimensionais e de forma, bem como obter a qualidade desejada da superfície [12].
Para as indústrias do ramo metal-mecânico, os processos de fabricação apresentam uma importância fundamental, tanto na área tecnológica como na econômica. Esses processos apresentam como objetivo converter a matéria-prima em um produto, dando ao mesmo uma
geometria com dimensões e acabamento da superfície fabricada, de acordo com as especificações de projeto do produto. Walker [13] comenta que a grande maioria de produtos industrializados apresenta na sua etapa de fabricação alguma operação de usinagem. Em consequência disto, os processos de usinagem se destacam nas empresas de vários setores, estimulando o desenvolvimento contínuo de novas tecnologias e o estudo constante da otimização. Dentre todos os processos de usinagem utilizados na indústria, o torneamento é um dos processos de grande destaque, principalmente por ser utilizado na fabricação de componentes das mais variadas áreas.
A usinagem é definida como sendo qualquer processo de fabricação que remove material sob a forma de cavaco. No entanto, para ocorrer a formação do cavaco em processos de usinagem convencionais, a ferramenta de corte necessita penetrar no material a ser usinado, e isso normalmente gera no material deformações elásticas e plásticas, bem como aumentos na temperatura [14, 15]. As deformações e as temperaturas atingidas durante a usinagem (influenciadas também pelos parâmetros de corte, geometria das ferramentas e pelas características do processo de usinagem), interferem na funcionabilidade dos componentes fabricados, sendo diferentes entre os tipos de materiais devido às suas distintas propriedades mecânicas [16].
Os materiais autolubrificantes apresentam pelo menos duas fases diferentes, sendo uma delas a matriz, responsável pelas propriedades mecânicas do material e a outra fase sendo as partículas de lubrificante sólido, responsável por reduzir o coeficiente de atrito. A descontinuidade da matriz desses materiais (ocasionado pela presença das partículas de lubrificante sólido), em combinação com as propriedades mecânicas da mesma, apresenta influência durante a usinagem de uma superfície, e como consequência interfere no seu comportamento tribológico.
Os materiais que foram utilizados nesta pesquisa foram desenvolvidos por Hammes [8], os quais tratam-se de aços sinterizados com coeficientes de atrito inferiores a 0,2 e resistência a tração superior a 250 MPa, fabricados via compactação de pós e sinterização. O desenvolvimento desses materiais é bastante recente, sendo, portanto, os conhecimentos relacionados à usinagem dos mesmos praticamente inexistentes. Neste contexto, serão investigados os efeitos da usinagem na obtenção de superfícies em materiais autolubrificantes produzidos via compactação de pós e sinterização.
O presente trabalho foi desenvolvido no escopo do projeto de pesquisa intitulado “Desenvolvimento de novos materiais metálicos para
viabilizar o aumento de eficiência energética e sustentabilidade nos compressores”, aprovado pelo contrato de concessão de colaboração
financeira não reembolsável número 14.2.0220.1
BNDES/FEESC/UFSC/WHIRLPOOL-EMBRACO. 1.1 OBJETIVOS
O objetivo principal deste trabalho é estudar os efeitos do processo de torneamento na obtenção de superfícies em materiais autolubrificantes produzidos por compactação de pós e sinterização. Para isso, os seguintes objetivos específicos foram estabelecidos:
Determinar as componentes da força de usinagem e a qualidade das superfícies usinadas com a variação dos parâmetros de corte (vc, f, ap) e das geometrias das ferramentas (γ, rε, rn e χ);
Analisar a influência do desgaste de flanco das ferramentas sobre as componentes da força de usinagem e a qualidade das superfícies usinadas;
Determinar os efeitos da usinagem nas propriedades tribológicas das superfícies usinadas;
Analisar o efeito do desgaste de flanco das ferramentas sobre o comportamento tribológico das superfícies usinadas.
2 ESTADO DA ARTE
O objetivo deste capítulo é abordar assuntos referentes ao tema da presente pesquisa. Assim, serão descritas as características do processo de torneamento, dos materiais autolubrificantes, dos lubrificantes sólidos, da análise de superfícies usinadas e da geometria de ferramentas, bem como do comportamento tribológico de materiais sinterizados autolubrificantes.
2.1 LUBRIFICAÇÃO SÓLIDA
Diversas pesquisas vêm sendo desenvolvidas na fabricação de materiais que apresentam menores coeficientes de atrito, com o objetivo de minimizar o desgaste. Quando existe contato e movimento relativo entre superfícies, as mesmas são submetidas à ação de mecanismos de desgaste. Um dos métodos mais utilizados com o intuito de minimizar o desgaste é a aplicação de uma camada de lubrificante, que separa e mantém separadas as superfícies em contato.
Os lubrificantes graxos e líquidos são utilizados nas mais diversas aplicações, apresentando como função a redução do atrito e, consequentemente, a redução do desgaste entre os materiais. No entanto, em aplicações severas, como na presença de elevada pressão de contato e temperatura, se faz necessário o uso de lubrificantes sólidos para um maior controle do desgaste. Uma alternativa para reduzir ainda mais o desgaste é a combinação de lubrificantes sólidos com lubrificantes líquidos, como a água e o óleo [1, 5, 6, 7, 17].
Os materiais autolubrificantes são materiais que apresentam incorporados em seu volume partículas sólidas de lubrificantes, ou então lubrificantes depositados sobre a superfície na forma de revestimento [18]. De acordo com Mahathanabodee et al. [4], Liu et al. [17] e Ouyang et al. [19], os materiais autolubrificantes podem apresentar matriz polimérica, metálica e cerâmica. Hammes et al. [10] comentam que esses materiais vêm sendo utilizados nos últimos anos em equipamentos domésticos e de escritório como impressoras, aparelhos de barbear e liquidificadores.
Quando o lubrificante sólido está na interface de uma superfície, o mesmo tem a função de um lubrificante líquido, cisalha facilmente e com isso promove baixo atrito, reduzindo o desgaste entre as superfícies que apresentam contato. Os materiais utilizados como lubrificantes sólidos mais comuns são a grafita, o dissulfeto molibdênio (MoS2), o dissulfeto
o ouro (Au) e o polietetrafluoretileno (PTFE) [20, 21, 22, 23]. Na Tabela 2.1 são mostrados os tipos de lubrificantes sólidos com os seus respectivos valores de coeficiente de atrito.
Tabela 2.1 - Valores de coeficiente de atrito de diferentes lubrificantes sólidos.
Classificação Materiais Valores de coeficiente de atrito Sólidos lamelares MoS2 h-BN Grafite H3BO3 (ácido bórico)
GaSe, GaS, SnSe
0,002–0,25 0,150–0,7 0,07–0,5 0,02–0,2 0,15–0,25 Metais moles Ag Pb Au 0,2–0,35 0,15–0,2 0,2–0,3 Mistura de óxidos CuO–Re2O7 CuO–MoO3 NiO–MoO3 0,3–0,1 0,35–0,2 0,3–0,2 Óxidos B2O3 TiO2 ZnO 0,15–0,6 0,1 0,1–0,6 Halogenetos e sulfatos de metais alcalinos CaF2,BaF2, SrF2 CaSO4, BaSO4, SrSO4
0,2–0,4 0,15–0,2 Sólidos baseados em
carbono
Diamante
Carbono tipo diamante (DLC) Carbono vítreo Fulerenos 0,02–1 0,003–0,5 0,15 0,15 Materiais orgânicos/Polímeros Estearato de Zinco Graxas PTFE 0,1–0,2 0,2–0,4 0,04–0,15 Materiais compósitos ou revestimentos espessos (>50µm)
Compósitos de matriz metálica, polimérica ou cerâmica contendo grafita, WS2, MoS2, Ag, CaF2 e BaF2,
entre outros.
0,05–0,4
Revestimentos (<50µm)
Filmes de Ni e Cr eletrodepositados contendo PTFE, grafite, diamante, B4C
e partículas de lubrificantes, entre outros.
Nanocompósito ou revestimentos multicamadas constituídos de MoS2, Ti
e DLC, entre outros.
0,1–0,5
0,05–0,15 FONTE: Erdemir [3].
Nota-se que cada tipo de lubrificante sólido apresenta valores de coeficiente de atrito diferentes. Segundo Erdemir [3], a forma e a estrutura específica (filmes finos ou em forma de pó, compósitos, estrutura cristalina ou amorfa) desempenham características distintas de lubrificação. O carbono tipo diamante (DLC) e o dissulfeto molibdênio (MoS2), por exemplo, apresentam uma vasta gama de coeficientes de
atrito (entre 0,003 a 0,5 e 0,002 a 0,25, respectivamente), fato associado a vários fatores, como a microestrutura e a espessura do revestimento, a atmosfera e a temperatura de trabalho, a composição química e a estequiometria, bem como a pureza do lubrificante. A condição e/ou configuração na qual o material é utilizado e o tipo de material do contracorpo também podem afetar o atrito em sistemas tribológicos que contêm lubrificantes sólidos.
De acordo com Clauss [24], os lubrificantes sólidos apresentam vantagens em relação à lubrificação líquida, sendo algumas delas em: a) aplicações com carregamentos pesados, pois não lançam o lubrificante sólido para fora da região de contato, consequentemente se adaptam bem quando existem extremas pressões entre superfícies; b) aplicações com baixas velocidades de deslizamento, pois as impurezas da superfície não conseguem penetrar facilmente nos lubrificantes sólidos, minimizando assim o desgaste; c) aplicações que apresentam extremas temperaturas, em decorrência da melhor estabilidade térmica, como também não se tornam viscosos em baixas temperaturas ou evaporam em temperaturas elevadas, podendo ser aplicados em temperaturas entre -240 a 1093 ºC; d) aplicações imersas em líquidos ou expostas a chuva, por não serem expelidos como os óleos e as graxas; e) aplicações onde o meio de operação é sujo ou abrasivo, pois não aderem partículas de areia, que agem como abrasivo como em óleos e graxas; f) aplicações onde a limpeza é importante, pois não causam sujeira; g) aplicações em equipamentos complexos que apresentam partes inacessíveis depois da montagem ou em operação (tornando a relubrificação por óleos ou graxas não praticável), pois pode promover uma lubrificação local permanente; h) aplicações que necessitam condutividade elétrica ou isolamento; i) aplicações em que reações com o meio devem ser evitadas, pois os lubrificantes sólidos são inertes a ácidos e bases fortes, bem como solventes, combustíveis e oxigênio.
Os lubrificantes sólidos apresentam como desvantagens, em relação à lubrificação líquida, a baixa extração do calor que é gerado durante a operação, e os valores de coeficiente de atrito não são baixos como os providos pelos filmes líquidos (0,001 a 0,003). Porém, em condições limites de lubrificação o coeficiente de atrito gerado com o uso
de lubrificantes sólidos pode, em alguns casos, apresentar menores valores dos que os óleos ou graxas [4, 10, 17].
2.1.1 Nitreto de boro hexagonal (h-BN)
O pó de nitreto de boro hexagonal é branco, macio e apresenta boas características como lubrificante, tornando-o atrativo para substituir outros lubrificantes sólidos. Com maior propriedade de aderência e estabilidade térmica, o nitreto de boro hexagonal pode ser utilizado em novos lubrificantes sólidos para sanar os problemas relacionados à ineficiência ou melhorar o desempenho dos lubrificantes sólidos convencionais. Esse lubrificante, de acordo com Clauss [24] e Lelonis et al. [25], é aplicado em situações que apresentam temperaturas baixas ou extremas, bem como extremas pressões. Ainda segundo os mesmos autores, comparado com o grafite, o h-BN é inerte quimicamente, excelente isolante elétrico e capaz de manter as suas propriedades sob vácuo. Entretanto, diferentemente do grafite, o nitreto de boro hexagonal não ocorre naturalmente na natureza, sendo fabricado por meio da reação do óxido de boro ou ácido de bórico com derivados de uréia e amônia, em elevadas temperaturas (entre 800 a 2000 ºC). As características do nitreto de boro hexagonal são as mesmas de outros lubrificantes sólidos, que incluem a mesma estrutura cristalina, resistência ao cisalhamento baixa, adesão do filme lubrificante, baixa abrasividade e estabilidade termodinâmica [24, 25, 26].
A Figura 2.1 mostra os valores do coeficiente de atrito para o dissulfeto de molibdênio (MoS2), teflon, grafite, trióxido de antimônio
(Sb₂O₃) e o nitreto de boro hexagonal (h-BN). Nota-se que dentre todos os lubrificantes sólidos mostrados na Figura 2.1, o nitreto de boro hexagonal é o que apresenta o menor valor do coeficiente de atrito.
Além de apresentar baixos valores de coeficiente de atrito, o nitreto de boro hexagonal mantém mais constante a sua lubricidade quando submetido a temperaturas mais elevadas. Lelonis et al. [25] mostram que os valores do coeficiente de atrito do h-BN sofrem menor influência com o aumento da temperatura em ar (ficando em torno de 0,2 acima de 400 ºC), bem diferente do que o grafite e o dissulfeto de molibdênio, que chegam a atingir valores do coeficiente de atrito em torno de 0,6 e 0,8, respectivamente.
Figura 2.1 - Coeficiente de atrito do dissulfeto de molibdênio (MoS2), teflon, grafite, trióxido de antimônio (Sb₂O₃) e o nitreto de boro hexagonal (h-BN).
FONTE: Adaptado de Lelonis et al. [25].
Segundo Hammes [8], o nitreto de boro hexagonal apresenta vantagens quando utilizado em sistemas lubrificantes, sendo elas: a) baixo coeficiente de atrito; b) elevada estabilidade térmica; c) elevada estabilidade química quando comparado com outros lubrificantes, o que permite usá-lo na sinterização de compósitos de matriz metálica por não reagir durante o processo de sinterização; c) elevada condutividade térmica, propiciando elevada dissipação de calor, reduzindo assim o superaquecimento localizado; d) propriedades dielétricas excelentes; e) aplicações em que apresentam condições extremas de pressão ou vácuo; f) expansão térmica reduzida, o que minimiza as forças internas em aplicações em elevadas temperaturas e g) a coloração que, por ser branca, proporciona característica de limpeza aos sistemas lubrificantes.
2.1.2 Compósitos autolubrificantes de matriz metálica
O termo materiais compósitos refere-se a materiais que possuem pelo menos duas fases quimicamente diferentes e insolúveis ou pouco solúveis entre si. Os compósitos autolubrificantes apresentam como objetivo aumentar o tempo de serviço de peças onde óleos e graxas não podem ser utilizados. De acordo com Binder et al. [1], Mahathanabodee et al. [4] e Liu et al. [17], as ligas de cobre, níquel e ferro são os materiais
mais utilizados como matrizes metálicas nos compósitos autolubrificantes.
A Figura 2.2 mostra a microestrutura ideal de um compósito autolubrificante. O compósito deve apresentar uma matriz contínua, contendo uma distribuição regular de partículas de lubrificantes sólidos. Cada partícula de lubrificante sólido é responsável por lubrificar uma determinada área da superfície do material, a fim de que a soma das áreas da superfície lubrificada (por cada partícula de lubrificante) resulte em quase toda a área da superfície da peça.
Figura 2.2 - Modelo microestrutural de um compósito autolubrificante ideal.
FONTE: Adaptado de Binder et al. [1] e Hammes et al. [10].
Os componentes mais empregados na indústria do ramo metal-mecânico durante décadas foram as buchas autolubrificantes à base de bronze. Esses materiais, para apresentarem baixos coeficientes de atrito, contêm altas porcentagens de partículas de lubrificantes sólidos (15 a 40%) dispersas no volume da matriz, resultando em descontinuidade da mesma, o que diminui a resistência mecânica [10]. A utilização de matriz metálica em compósitos autolubrificantes, como por exemplo ligas de níquel e de ferro, tem como objetivo obter materiais com melhores propriedades mecânicas, para diminuir a perda da resistência mecânica devido às descontinuidades da matriz.
As partículas de lubrificante sólido podem ser incorporadas ao volume da matriz do material quando os materiais autolubrificantes são fabricados pelo processo de metalurgia do pó (sinterização), na etapa de mistura, ou geradas por precipitação durante o processo de sinterização. De acordo com Binder [9], as técnicas de metalurgia do pó, seja por compactação de pós ou pela moldagem de pós, são rotas de fabricação que representam alternativas viáveis e com baixo custo de fabricação em
Área da superfície lubrificada por cada partícula de lubrificante.
Partícula de lubrificante sólido disperso no material
produção seriada. Ainda segundo o autor, a moldagem de pós por injeção (MPI), quando comparada à técnica de compactação, apresenta vantagens como elevada precisão dimensional, flexibilidade dos parâmetros de processamento, produção de peças miniaturizadas, elevada complexidade geométrica e alta densidade das peças. Com isso, as duas técnicas apresentam diferenças quanto às características e propriedades mecânicas dos componentes fabricados.
Campos et al. [27] realizaram um estudo para avaliação tribológica de aços sinterizados autolubrificantes. A pesquisa realizada pelos autores utilizou a técnica de moldagem de pós por injeção (pressão de injeção de 100 MPa), a qual tem como objetivo formar partículas de grafita por precipitação de partículas de SiC durante o processo de sinterização. A composição química da matriz metálica utilizada na fabricação das ligas foi uma liga de ferro (Fe) com 0,6% de massa de carbono (C). Os autores variaram a porcentagem de partículas de carboneto de silício (1, 2, 3, 4 e 5% em volume de SiC) na liga da matriz. O processo de sinterização foi realizado em um ciclo térmico em um reator de plasma, o qual também sofreu variação da temperatura de sinterização em 1100, 1150 e 1200 ºC.
A Figura 2.3 mostra os valores obtidos do coeficiente de atrito, com os seus respectivos intervalos de confiança para 4 réplicas, nas ligas fabricadas pelos autores. Os ensaios no tribômetro foram realizados com carga constante de 7 N, duração de 1 h, comprimento ensaiado de 10 mm, frequência de ensaio de 2 Hz, umidade relativa de 50%, temperatura de 22 ± 4 ºC e utilizando um contracorpo esférico com diâmetro de 5 mm de aço AISI 52100. Nota-se que a temperatura avaliada no processo de sinterização não influenciou significativamente nos valores de coeficiente de atrito dos materiais. No entanto, quando o material não apresenta nenhuma porcentagem de partículas de carboneto de silício, o coeficiente de atrito da superfície foi mais elevado, o que aumentou drasticamente a taxa de desgaste dos corpos de prova e do contracorpo utilizado nos ensaios. Conforme ocorre o aumento da porcentagem das partículas de carboneto de silício na liga da matriz, verificou-se que o coeficiente de atrito começou a reduzir, entretanto a redução foi maior para as ligas fabricadas com teores acima de 3% de partículas de carboneto de silício. Isso ocorre em decorrência do material apresentar mais nódulos de grafita (formadas pela precipitação do SiC durante a sinterização) dispersos na liga da matriz. Nota-se, ainda, que para elevados teores de SiC na liga (acima de 3%), o coeficiente de atrito do material se tornou mais constante. De acordo com os autores, a redução do coeficiente de atrito, quando comparado ao material sem partículas de SiC com o material que apresentam 3% de SiC, chega a ser em torno de 530%.
Figura 2.3 - Efeito da porcentagem de carboneto de silício (SiC) e da temperatura de sinterização no coeficiente de atrito.
FONTE: Adaptado de Campos et al. [27].
Em um estudo realizado por De Mello et al. [28], foi verificado que a temperatura de sinterização (1100, 1150 e 1200 ºC), para as mesmas ligas e para o mesmo procedimento anteriormente citados, influenciou consideravelmente na resistência ao riscamento dos materiais. Os resultados encontrados pelos autores mostram que para a menor temperatura de sinterização (1100 ºC) os materiais apresentaram maior resistência ao riscamento. Nessa temperatura de sinterização, os autores encontraram uma maior presença de partículas de SiC não precipitadas na liga da matriz, o que pode produzir uma maior capacidade de carga da superfície protegendo a matriz, apresentando assim uma maior resistência ao riscamento.
Binder [9], em sua pesquisa, desenvolveu aços sinterizados autolubrificantes a seco com elevada resistência mecânica, via moldagem de pós por injeção. O autor avaliou 3 ligas de matriz (Fe + 0,6%C; Fe + 0,6%C + 4%Ni; Fe + 0,6%C + 4%Ni + 1%Mo, todas as porcentagens em massa) variando as porcentagens em massa de partículas de carboneto de silício. O autor conseguiu desenvolver aços sinterizados com valores de coeficiente de atrito em torno de 0,04, resistência à tração máxima de aproximadamente 1000 MPa e dureza em torno de 400 HV. A composição química da matriz, de acordo com o autor, interferiu na cinética de dissociação, o que alterou diretamente a quantidade de grafita
que ficou retida nos nódulos, modificando drasticamente os valores de coeficiente de atrito do material.
Hammes et al. [10] realizaram uma pesquisa para avaliar o efeito da pressão de compactação em compósitos sinterizados autolubrificantes. Os autores utilizaram na pesquisa uma matriz com liga de Fe + 1,5%Mo + 1%Si + 0,8%C (% em massa), na qual foram misturados os lubrificantes sólidos 2,5%C + 5%h-BN em volume. Após a mistura, foi realizada a compactação com três pressões distintas, sendo duas com compactação simples (500 e 700 MPa) e uma com compactação dupla (500-700 MPa). A sinterização dos corpos de prova com compactação simples ocorreu em um reator de plasma híbrido a uma temperatura de 1125 ºC durante 1 h. As amostras de compactação dupla primeiramente sofreram uma compactação a uma pressão de 500 MPa e uma pré-sinterização por 30 minutos a uma temperatura de 700 ºC no mesmo reator. Após o resfriamento, os corpos de prova da compactação dupla foram compactados à pressão de 700 MPa, sendo posteriormente sinterizados da mesma forma que os corpos de prova fabricados com compactação simples.
Os valores dos coeficientes de atrito com seus respectivos intervalos de confiança para 5 réplicas de cada material são mostrados na Figura 2.4, para as ligas fabricadas pelos autores. Os materiais 1 e 2 correspondem às ligas fabricadas com compactação simples de 500 e 700 MPa, respectivamente, e o material 3 corresponde à liga fabricada com dupla compactação e dupla sinterização. Os ensaios no tribômetro foram realizados com carga constante de 5 N, duração de 1 h, comprimento ensaiado de 5mm, frequência de ensaio de 2 Hz, umidade relativa de 50%, temperatura de 22 ± 4 ºC e utilizando um contracorpo esférico com diâmetro de 10mm de aço AISI 52100. Percebe-se que a rota de fabricação (compactação simples ou compactação dupla e sinterização dupla) não apresentou efeito significativo nos valores encontrados do coeficiente de atrito (valor em torno de 0,09). Hammes et al. [10] afirmam que a rota de fabricação influenciou significativamente as propriedades mecânicas dos compósitos autolubrificantes fabricados. Comparando a rota de fabricação dos materiais, os autores encontraram um aumento em torno de 80% na resistência à tração do material 3, quando comparado com o material 1.
Figura 2.4 - Efeito da rota de processamento no coeficiente de atrito.
FONTE: Adaptado de Hammes et al. [10].
Hammes et al. [10], em seu estudo, também verificaram que a rota de fabricação influenciou significativamente na porosidade dos compósitos fabricados, o que alterou a durabilidade das superfícies dos materiais. Na Figura 2.5 é mostrada a seção transversal do material 1 e do material 3, fabricados por compactação simples e dupla, respectivamente. Nota-se que a porosidade dos materiais fabricados por compactação dupla é menor do que o material fabricado por compactação simples. Os resultados encontrados pelos autores mostram que o aumento da resistência mecânica em função da rota de fabricação ocorre em decorrência da menor porosidade do compósito fabricado (redução em torno de 32% na compactação dupla), o qual apresentou uma correlação significativa com a durabilidade da superfície da liga.
Hammes [8] desenvolveu aços sinterizados autolubrificantes a seco com elevada resistência mecânica, via compactação de pós, variando as pressões de compactação (simples compactação e dupla compactação). As partículas de lubrificante sólido misturadas à liga da matriz foram de 5%C + 5%h-BN, sendo todas a porcentagens em volume. A autora conseguiu desenvolver aços sinterizados que apresentaram composição da matriz de Fe + 1,5%Mo + 1%Si + 0,8%C, sendo todas as porcentagens em massa, com valores de coeficiente de atrito em torno de 0,1, resistência à tração máxima de aproximadamente 450 MPa e dureza em torno de 250 HB.
Figura 2.5 - Porosidade do material fabricado por (a) SC (500 MPa) e (b) DC (500-700 MPa).
FONTE: Adaptado de Hammes et al. [10].
No desenvolvimento de aços sinterizados autolubrificantes, Hammes [8] e Binder [9] verificaram que o aumento do teor de partículas de lubrificantes sólidos dispersos na matriz da liga leva a uma maior redução no coeficiente de atrito do material, no entanto, a resistência mecânica é reduzida em decorrência da matriz do material apresentar maiores descontinuidades. Ambos os autores encontraram composições ideais para manter o coeficiente de atrito baixo com uma resistência mecânica elevada da liga, sendo 3%SiC para o processo de precipitação, e 2,5%C + 5%h-BN para o processo de compactação de pós.
2.2 USINABILIDADE DE MATERIAIS COMPÓSITOS DE MATRIZ METÁLICA
O termo usinabilidade é definido como o grau de dificuldade de usinar um determinado material, sendo a mesma influenciada por todas as suas propriedades. Geralmente, a usinabilidade é avaliada por meio do tempo de vida da ferramenta de corte, acabamento da superfície usinada, força de usinagem e formação de cavaco. Além das propriedades mecânicas do material a ser usinado, vários fatores do sistema máquina-ferramenta-peça e das condições de trabalho apresentam influência sobre a usinabilidade [14, 15, 18, 29].
Como mencionado anteriormente, os compósitos são materiais que apresentam pelo menos duas fases diferentes, podendo ser insolúveis ou pouco solúveis entre si. Um compósito de matriz metálica (Metal Matrix Composites– MMC) apresenta uma matriz metálica dúctil contínua juntamente com uma ou mais fases que geram a descontinuidade da matriz. Esta descontinuidade pode estar na forma de fibras, whiskers ou
partículas que podem ser um reforço para o material, com o intuito de aumentar as propriedades mecânicas ou melhorar certas características como, por exemplo, dissipação de calor e aumento da resistência ao desgaste [30].
Os compósitos autolubrificantes utilizam em seu volume partículas de lubrificantes sólidos. A descontinuidade da matriz metálica é ocasionada pela presença dos lubrificantes sólidos, que proporciona a formação de cavacos segmentados, similares aos formados durante a usinagem de ferros fundidos cinzentos.
Os aços são ligas metálicas formadas essencialmente por ferro e carbono, com porcentagem de carbono variando entre 0,008 e 2,1% [31, 32]. De acordo com Klocke [18], os aços são classificados segundo a quantidade de elementos químicos na liga, sua microestrutura e as suas propriedades mecânicas. Essa classificação ajuda a selecionar um material com relação às suas propriedades exigidas para a sua aplicação e na determinação das condições de usinagem. Segundo o mesmo autor, os aços podem ser classificados em três grupos, sendo eles: a) aços não ligados; b) aços de baixa liga (contendo elementos de liga < 5%) e c) aços de alta liga (contendo elementos de liga ≥ 5%).
2.2.1 Fatores influentes na usinabilidade de aços
Diniz et al. [29] enfatizam que a usinabilidade de um material é influenciada predominantemente pela dureza e pela sua resistência mecânica. No entanto, outros fatores apresentam também importância sobre a usinabilidade dos materiais. Segundo König e Klocke [15], a usinabilidade de um aço é determinada pela sua estrutura, bem como pelas suas propriedades mecânicas. A propriedade mecânica de um aço é alterada de acordo com a sua microestrutura, teor de carbono e de elementos de liga.
Microestrutura do material
A porcentagem de carbono, a quantidade de elementos de liga e o tratamento térmico influenciam na microestrutura dos aços, o que altera significativamente as propriedades mecânicas do material, modificando assim a usinabilidade. A Tabela 2.2 mostra as propriedades mecânicas em função da microestrutura dos aços. Verifica-se que a dureza é diretamente proporcional à resistência à tração do material, ou seja, maiores valores de dureza da liga indicam maior resistência à tração da mesma. Por outro lado, o material se torna menos dúctil com o aumento da resistência à
tração (menor alongamento até atingir a tensão de ruptura), tornando-o mais frágil.
Tabela 2.2. Propriedades mecânicas em função da microestrutura do material. Dureza (HV10) Resistência à tração (Rm – N/mm2) Alongamento (Z - %) Ferrita 80 – 90 200 - 300 70 – 80% Perlita 210 700 48 Cementita >1100 - - Austenita 180 530 - 750 50 Bainita 300 - 600 800 - 1100 - Martensita 900 1380 - 3000 -
FONTE: Adaptado de König e Klocke [15] e Klocke [18].
Na usinagem de materiais autolubrificantes, a microestrutura da matriz apresenta grande influência na eficiência de lubrificação da superfície. A Figura 2.6a mostra a superfície de um aço autolubrificante obtida por um MEV, após o processo de sinterização. Nota-se que a superfície apresenta partículas de lubrificantes sólidos, e poros (característicos de materiais sinterizados), presentes na superfície sinterizada. Já na Figura 2.6b, verifica-se a mesma superfície após sofrer o lixamento manual durante 1 minuto, utilizando uma lixa com granulometria 220.
Figura 2.6 - Superfície de um aço autolubrificante (a) sinterizado e (b) após processo de lixamento.
FONTE: Binder et al. [33].
É perceptível que os poros e as partículas de lubrificante sólido foram completamente cobertos em decorrência da deformação plástica da
Poros
(a) (b)
