ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA
USINAGEM DOS MATERIAIS
Prof. Dr. Sandro Cardoso Santos – CEFET-MG
Prof. Dr. Wisley Falco Sales – PUC Minas
2005
SUMÁRIO
Pág.
Capítulo I – Introdução ......................................................................................
1
Capítulo II – Grandezas Físicas no Processo de Corte .....................................
10
Capítulo III – Geometria das Ferramentas de Corte...........................................
18
Capítulo IV – Formação do Cavaco e Interface Cavaco-ferramenta..................
30
Capítulo V – Força e Potência de Corte ............................................................
56
Capítulo VI – Temperatura de Usinagem ...........................................................
70
Capítulo VII – Materiais para Ferramentas de Corte ..........................................
90
Capítulo VIII – Revestimentos para Ferramentas de Corte ................................
129
Capítulo IX – Avarias, Desgaste e Mecanismos de Desgaste da Ferramenta 159
Capítulo X - Vida da Ferramenta e Quantificação do Desgaste ......................
170
Capítulo XI - Fluidos de Corte: Fundamentos, Aplicações e Tendências .........
177
Capítulo XII – Integridade Superficial .................................................................
211
Capítulo XIII – Usinabilidade dos Materiais ........................................................
234
Capítulo XIV – Referências Bibliográficas ..........................................................
261
CAPÍTULO I
INTRODUÇÃO
O desenvolvimento tecnológico está tão incorporado ao cotidiano da humanidade que é
impossível imaginar a como seria o dia-a-dia sem eles. A Internet, que surgiu há pouco mais de
uma década, transformou-se em um recurso indispensável e cada vez mais pessoas passam a
utilizá-la como ferramenta de trabalho, entretenimento ou cultura. Diante de tantas facilidades,
não é fácil compreender como as pessoas conseguiam viver sem eletricidade, automóveis e
tantas outras facilidades que o mundo atual oferece. Os recursos disponíveis hoje fazem parte
de uma linha evolutiva que teve origem em épocas remotas, com o início da organização em
sociedades.
A utilização de recursos naturais para tornar possível a sobrevivência não é exclusividade
dos seres humanos. É impressionante a capacidade do joão-de-barro em construir sua casa e
não há quem não se admire com o rigor geométrico com que são construídos os favos de mel
pelas abelhas. A organização dos grupos de alguns animais também tem um nível de
complexidade elevado, com indivíduos com atribuições bem definidas dentro dos grupos. Mas
os seres humanos apresentam um fator de diferenciação entre os demais grupos do reino
animal que é a capacidade de desenvolver novos recursos a partir dos já existentes. A história
da tecnologia é caracterizada por descobertas e invenções que passam a fazer parte da vida
das sociedades, modificam o modo de vida das pessoas. Como resultado dessa mudança
surge a necessidade de novas descobertas e isso vem se repetindo desde que o homem
começou a fabricar ferramentas de pedra, a se organizar em grupos, a ter o domínio sobre o
fogo, a desenvolver as técnicas primitivas de fundição dos metais e assim por diante.
Os dois primeiros parágrafos apresentados acima foram escritos para contextualizar o
desenvolvimento dos estudos em usinagem, que seguem uma linha de evolução semelhante à
dos demais recursos tecnológicos. Antes, porém, de detalhar o conceito de usinagem é feita
uma apresentação dos processos de fabricação de modo geral. Fabricar consiste em
transformar a matéria-prima em produto, conforme mostrado no desenho esquemático da
Figura 1. As operações e transformações pelas quais passa a matéria-prima durante a sua
transformação em produto caracterizam os processos de fabricação.
Cada processo de fabricação apresenta características peculiares que o distingue dos
demais. Assim, a fundição é caracterizada pela fusão de um metal que é vazado em um molde;
a soldagem, pela junção de peças por meio da adição de metal fundido nas junções; a
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conformação, pela deformação plástica como meio de obter a geometria do produto; a
metalurgia do pó, pela prensagem e aquecimento de partículas misturadas a um aglomerante; a
injeção, pela fusão de plásticos ou metais de baixo ponto de fusão que são conduzidos a alta
pressão ao interior de um molde e assim por diante.
MATÉRIA PRIMA
PRODUTO ACABADO
OU SEMI-ACABADO
PROCESSO DE
FABRICAÇÃO
Figura 1.1 Representação esquemática de um processo de fabricação.
O que caracteriza o processo de usinagem é que a transformação da matéria-prima em
produto se dá pela remoção de material na forma de cavacos. A usinagem dividida em duas
categorias de acordo com a energia empregada para remover o material. Na usinagem
tradicional (ou convencional) o material é removido por cisalhamento devido à ação de uma
ferramenta de corte. Como exemplos de processos tradicionais de usinagem têm-se o
torneamento, fresamento, furação, alargamento, rosqueamento, retificação, brochamento, etc,
Os processos não tradicionais (ou não convencionais) empregam outras modalidades de
energia para remover o material como ultra-som, laser, plasma, fluxo abrasivo, reações
químicas ou eletroquímicas, feixe de elétrons, etc.
A usinagem convencional representa uma parcela significativa entre os processos de
fabricação. Pode-se tomar como exemplo a fabricação de um automóvel. Se considerarmos os
seus principais componentes, poderemos fazer uma longa lista de itens que são usinados em
alguma etapa da fabricação.
Produzir a forma desejada, partindo de outra forma inicial como matéria prima, pode ser
realizado por diversas maneiras. Na Figura 1.2 são mostrados os diversos processos de
fabricação atualmente desenvolvidos.
O foco deste livro é o estudo dos processos de fabricação por usinagem, com ênfase nos
fenômenos relacionados à remoção dos materiais por cisalhamento e nos processos de
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usinagem propriamente ditos. A abordagem é apresentada do ponto de vista do estudo dos
aspectos tribológicos da usinagem. A palavra Tribologia é oriunda do grego (tribos = atrito,
logos = estudo). Tribologia é, portanto, a ciência trata do estudo do contato entre superfícies,
com abordagem no atrito, desgaste e lubrificação. As superfícies em contato e o meio no qual
estão inseridas são denominados Sistemas Tribológicos. Assim o par ferramenta-peça e o
ambiente constituem um sistema tribológico e os fenômenos relacionados ao movimento
relativo entre a ferramenta e a peça são avaliados considerando o atrito, desgaste e
lubrificação.
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Convencional
ComRemoção
de Cavaco
Usinagem
Não Convencional
Abrasivos
Processos
de Fabricação
Torneamento
Fresamento
Furação
Alargamento
Mandrilamento
Brochamento
Roscamento
Serramento
Outros
Eletroerosão
Eletroquímica
Jato Abrasivo
Jato de Água
Jato de Água Abrasivo
Ultra-som
Fluxo Abrasivo
Laser
Plasma
Feixe de Elétrons
Outros
Retificação
Brunimento
Lapidação
Lixamento
Outros
Fundição
Soldagem
SemRemoção de
Cavaco
Conformação
PrototipagemRápida
Molde de Areia
Cera Perdida
Fundução Sob Pressão
Outros
Eletrodo Revestido
Resistência
Arco Submerso
Laser
MIG/MAG
TIG
Laminação
Extrusão
Conformação
Forjamento
Trefilação
Outros
Estereolitografia
Sinterização a Laser seletivo
Modelagempor Deposição de Fundido
Laminação de Objetos
Impressão Tridimensional
Figura 1.2 Principais processos de fabricação.
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São considerados como processos de usinagem Usinagem, portanto, são todos os:
PROCESSOS DE FABRICAÇÃO EM QUE UMA PORÇÃO DE MATERIAL É REMOVIDA DA
PEÇA, POR CISALHAMENTO, NA FORMA DE CAVACO.
Cavaco é a denominação dada à porção de material que é removida da peça. Outros
processos de fabricação também retiram material da peça como a estampagem, a retificação,
entre outros, mas o modo com que o material é retirado da peça apresenta algumas diferenças
em relação à usinagem. Como exemplo, na usinagem tem-se ferramentas com geometria e
quantidades definidas atuando sobre a peça, enquanto na retificação o número de ferramentas
(grãos abrasivos) atuantes é muito grande e as ferramentas não possuem geometria definida.
Além disso, eles estão aleatoriamente distribuídos sobre a superfície do rebolo e nesse caso, a
retificação é enquadrada como um processo abrasivo, assim como o brunimento e a lapidação.
A busca pelas origens dos processos de usinagem conduz a épocas remotas, pois as
primeiras ferramentas fabricadas pelos seres humanos foram em pedra lascada. Se
considerarmos que as lascas de pedra removidas sejam cavacos, pode-se identificar a Idade da
Pedra Lascada como a época de origem dos processos de usinagem. O aprimoramento da
técnica de fabricação de utensílios em pedra levou à Idade da Pedra Polida. Apesar de esses
acontecimentos datarem de um passado longínquo, não se pode negar que foram marcos
importantes no desenvolvimento humano, a ponto de a história os caracterizarem como
períodos de desenvolvimento da pré-história.
Um grande avanço nesse período foi a transformação do movimento de translação em
movimento de rotação (com sentido de rotação invertido a cada ciclo). Este princípio foi
aplicado em um dispositivo denominado furação de corda puxada, conforme mostrado na
Figura 1.3.
Figura 1.3 – Mecanismo de corda puxada.
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O desenvolvimento da máquina de mandrilhar de John Wilkinson, no final do Século XVII
pode ser considerado um marco no desenvolvimento dos processos de usinagem, pois com ela,
James Watt pode fabricar cilindros com características geométricas e dimensionais adequadas
para o emprego em sua máquina de vapor. As máquinas a vapor revolucionaram os meios de
produção e transporte e foram a força motriz da Revolução Industrial do Século XVIII.
A abordagem científica dos fenômenos que ocorrem nos processos de usinagem teve
início a partir do final do Século XIX com os estudos de F. W. Taylor que tinham como objetivo o
aumento da produtividade dos processos de fabricação. As pesquisas de Taylor revolucionaram
os meios produtivos com o desenvolvimento do aço-rápido (em parceria com White), dos fluidos
de corte e com a determinação da equação de vida para as ferramentas de corte, que ficou
conhecida como equação de Taylor.
No Século XX, como aconteceu nas diversas áreas do conhecimento, a usinagem teve
desenvolvimento acentuado, com o desenvolvimento de materiais para ferramentas de corte, de
fluidos de corte, revestimentos para ferramentas, máquinas-ferramenta e também no campo do
desenvolvimento de materiais com usinabilidade melhorada. Destacam-se os trabalhos de E. M.
Trent, que fez profundas investigações sobre a interface cavaco-ferramenta que permitiram o
entendimento do processo de formação do cavaco e de mecanismos de desgaste das
ferramentas de corte.
O mundo passou por profundas transformações na segunda metade do Século XX,
principalmente na sua última década, quando termos como globalização, abertura de mercado
e competitividade passaram a ter uso corrente. O cenário do início do Século XXI é marcado
pelo desenvolvimento tecnológico acelerado e pela competitividade. Nas condições atuais, a
incorporação de recursos tecnológicos deixou de ser um fator de diferenciação entre produtos
similares fabricados por empresas concorrentes, já que o acesso a novas tecnologias não é
restrito a poucas empresas e assim que surgem novos recursos tecnológicos, eles são
imediatamente incorporados aos produtos. Injeção eletrônica, freios ABS e air bag, por
exemplo, não são exclusividades de uma ou outra montadora de veículos, pois são disponíveis
em veículos de todas as marcas. Outro exemplo foi o lançamento dos automóveis equipados
com motores bicombustível. Tão logo uma montadora anunciou um automóvel com
funcionamento a álcool ou gasolina e várias outras lançaram seu modelos.
Em um ambiente competitivo, o preço de venda do produto é fortemente influenciado pelo
mercado e a semelhança entre produtos concorrentes no que diz respeito à incorporação de
novidades tecnológicas impede que tais recursos sejam fatores de diferenciação. Como a
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concorrência limita a liberdade de aumento de preço dos produtos e a incorporação de recursos
tecnológicos não é privilégio desta ou daquela empresa, o melhor procedimento para o
aumento da lucratividade é a busca pela melhoria contínua dos processos produtivos. Em se
tratando de usinagem a busca pela otimização dos processos envolve um grande número de
variáveis.
O mercado ligado à usinagem é particularmente competitivo, mesmo para os padrões de
competitividade atuais. Isso exige que os profissionais busquem sempre aprofundar seus
conhecimentos na área, para que saibam lidar com a complexidade dos fenômenos que
existem no corte dos materiais para otimizar os seus processos. O enriquecimento dos
conhecimentos em usinagem se dá por meio da realização de pesquisas científicas na área e
de experiências vivenciadas em chão-de-fábrica. Para transformar as experiências adquiridas
em trabalhos de investigação ou no acompanhamento diário de processos produtivos sejam
estruturados em forma de conhecimento, é necessário que os profissionais tenham
conhecimentos básicos sobre os fenômenos relacionados à usinagem. O objetivo deste
trabalho é apresentar os fundamentos da usinagem dos materiais, fundamentais para a
compreensão deste processo de fabricação e para o melhor aproveitamento de experiências
futuras.
O histórico deste trabalho é um exemplo do dinamismo do tema. Sua primeira versão foi
redigida em 2002 e desde então tem sido revisto e ampliado com exemplos de resultados de
pesquisas, com o objetivo de torná-lo mais claro e completo.
Os Capítulos 2 e 3 tratam basicamente da definição de nomenclaturas relativas às
grandezas físicas nos processos de corte e geometria das ferramentas, respectivamente,
fundamentais para a padronização dos termos adotados e, com isso, facilitar a compreensão do
assunto.
No Capítulo 4 é apresentado o estudo da formação do cavaco e da interface cavacoferramenta. A formação do cavaco caracteriza a usinagem, o que torna fundamental o
conhecimento de como o cavaco se forma. Na interface cavaco-ferramenta ocorrem fenômenos
cujos efeitos são determinantes para a compreensão do processo. O bom entendimento desse
capítulo é fundamental para o aproveitamento dos conhecimentos apresentados nos capítulos
posteriores, de modo que deve ser dada atenção especial ao conteúdo nele apresentado.
Os conceitos relacionados ao estudo da força e da potência de corte são apresentados no
Capítulo 5. O estudo da força de usinagem é fundamental, pois a remoção do material em
forma de cavaco se dá por cisalhamento e o esforço aplicado pela ferramenta de corte é
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responsável por gerar tensões que levam o material da peça a cisalhar. A potência de corte
está relacionada à quantidade de energia necessária para a usinagem. Tanto a força como a
potência de usinagem podem ser tomadas como parâmetro para monitoramento do desgaste
das ferramentas de corte.
O Capítulo 6 trata do estudo da temperatura em usinagem. A energia envolvida no
processo de formação do cavaco é quase totalmente convertida em energia térmica. As
elevadas temperaturas geradas em conseqüência têm efeitos importantes nos processos,
principalmente no que na redução do desgaste das ferramentas. Tudo isso justifica o estudo da
geração de calor em usinagem e também das técnicas empregadas na medição da temperatura
da interface cavaco-ferramenta e da distribuição de temperatura nas ferramentas de corte.
No Capítulo 7 são apresentados os materiais para ferramentas de corte e suas
respectivas aplicações. O desenvolvimento de novos materiais para ferramentas de corte
resultou em aumento significativo da produtividade dos processos de usinagem. O estudo das
propriedades e da aplicabilidade dos materiais para ferramentas de corte é imprescindível no
estudo dos fundamentos da usinagem.
No Capítulo 8 é abordado o estudo dos revestimentos para ferramentas de corte. Estimase que atualmente mais de 90% das ferramentas de corte sejam revestidas. Observa-se, ainda,
o crescimento da variedade de revestimentos, depositados sobre as ferramentas de corte com o
objetivo de aumentar a resistência ao desgaste ou reduzir o coeficiente de atrito entre o cavaco
e a ferramenta. A seleção do melhor revestimento para ferramentas de corte depende de
conhecimentos específicos, apresentados neste Capítulo.
O Capítulo 9 trata do estudo das avarias, desgaste e mecanismos de desgaste das
ferramentas de corte. São apresentadas as classificações do desgaste quanto às formas e
mecanismos, desenvolvidas para permitir a medição do desgaste e para identificação das
causas predominantes do desgaste das ferramentas de corte.
No Capítulo 10 é apresentado o estudo da vida das ferramentas de corte e da
quantificação do desgaste. Uma vez que o desgaste das ferramentas de corte não pode ser
evitado, é necessário que se busque entender a evolução do desgaste e estabelecer qual o
valor máximo admissível para as ferramentas de corte
O estudo dos fluidos de corte é apresentado no Capítulo 11. Os fluidos de corte são
utilizados nos processos de usinagem com o objetivo principal de lubrificar ou refrigerar e com
isso promover o aumento da vida da ferramenta de corte, Neste capítulo são apresentadas a
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classificação, as técnicas de aplicação dos fluidos de corte e os efeitos dos fluidos de corte no
meio ambiente e na saúde do trabalhador.
No Capítulo 12 trata do estudo da integridade superficial em usinagem. Os Capítulos 7 a
11 é dada ênfase às ferramentas de corte. No Capítulo 12 é abordado o efeito das deformações
e temperatura resultantes da usinagem na superfície e em camadas sub-superficiais próximas à
superfície. O assunto é dividido no estudo da textura de superfícies usinadas e das alterações
metalúrgicas que ocorrem nas regiões próximas à superfície.
O Capítulo 13 aborda a usinabilidade dos materiais. São apresentados o conceito de
usinabilidade, os critérios adotados para determinar a usinabilidade, exemplos de ensaios de
usinabilidade e os aspectos marcantes da usinabilidade dos materiais.
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CAPÍTULO II
GRANDEZAS FÍSICAS NO PROCESSO DE CORTE
No capítulo anterior foi apresentado o conceito de usinagem como o processo de
fabricação em que a transformação da matéria-prima em produto se dá pela remoção de
material em forma de cavacos. A remoção do cavaco só é possível devido a uma série de
movimentos relativos entre a ferramenta e a peça. O estudo desses movimentos está
inserido dentro do tópico denominado grandezas físicas no processo de corte que trata
ainda das velocidades, percursos e das grandezas relacionadas ao cavaco.
As definições aqui apresentadas são transcrições da Norma ABNT NBR 6162/1989,
Movimentos e Relações Geométricas na Usinagem dos Metais – Terminologia, que foi
criada com o objetivo de padronizar a nomenclatura dessas grandezas.
2.1 - Movimentos
São movimentos relativos entre a peça, considerada estática e a aresta de corte da
ferramenta. São distintos dois tipos de movimento: movimentos que fazem parte da retirada
de cavaco e os movimentos que não tomam parte na retirada de cavaco. As definições
referem-se a um ponto genérico da aresta de corte.
Os movimentos que tomam parte direta na formação de cavaco são:
•
Movimento de corte: movimento entre a peça e a ferramenta que, sem o movimento
de avanço, origina uma única retirada de cavaco;
•
Movimento de avanço: movimento que, associado ao movimento de corte, promove a
retirada contínua de cavaco;
•
Movimento efetivo: movimento resultante dos movimentos de corte e avanço.
Os movimentos que não tomam parte direta na formação do cavaco são:
•
Movimento de aproximação: movimento entre a peça e a ferramenta com o qual a
ferramenta se aproxima da peça, antes do início da usinagem.
•
Movimento de ajuste: movimento entre a peça e a ferramenta com o qual é
determinada a espessura de material da peça a ser retirada (ajuste da profundidade
de corte).
•
Movimento de correção: movimento para compensar o desgaste da ferramenta.
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•
Movimento de recuo: movimento com o qual a ferramenta é afastada da peça após a
usinagem.
2.2 - Direções dos Movimentos
São as direções em que ocorrem os movimentos de corte, avanço e efetivo. Dessa
forma:
•
Direção de corte: direção instantânea do movimento de corte.
•
Direção de avanço: direção instantânea do movimento de avanço.
•
Direção efetiva: direção instantânea do movimento efetivo de corte.
As direções dos movimentos de corte no processo de torneamento são mostradas na
Figura 2.1 .
Movimento
de corte
Movimento
de efetivo
ve
vc
vf
Movimento
de avanço
Figura 2.1 - Direções dos movimentos de corte, avanço e efetivo no torneamento.
2.3 - Percursos da Ferramenta na Peça
Percurso de corte Lc: é o espaço percorrido pelo ponto de referência da aresta de corte da
ferramenta sobre a peça, segundo a direção de corte.
Percurso de avanço Lf: é o espaço percorrido pelo ponto de referência da aresta de corte da
ferramenta sobre a peça, segundo a direção de avanço. Nos casos em que haja movimento
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de avanço principal e avanço lateral, devem-se distinguir as componentes do percurso de
avanço.
Percurso efetivo Le: é o espaço percorrido pelo ponto de referência da aresta de corte da
ferramenta sobre a peça, segundo a direção efetiva de corte.
Definições análogas são válidas para os movimentos que não tomam parte
diretamente na formação do cavaco.
2.4 - Velocidades
Velocidade de corte vc: é a velocidade instantânea do ponto de referência da aresta de corte
da ferramenta, segundo a direção e sentido de corte.
Velocidade de avanço vf: é a velocidade instantânea do ponto de referência da aresta de
corte da ferramenta, segundo a direção e sentido de avanço.
Velocidade de efetiva de corte ve: é a velocidade instantânea do ponto de referência da
aresta de corte da ferramenta, segundo a direção e sentido de corte.
2.5 - Conceitos Auxiliares
Plano de trabalho Pfe: é o plano que contem as direções de corte e de avanço e passa pelo
ponto de referência da aresta de corte. Nesse plano ocorrem os movimentos que tomam
parte na retirada de cavaco.
Ângulo da direção de avanço ϕ: é o ângulo entre as direções de corte e de avanço. Nem
sempre a direção de avanço é perpendicular à direção de corte. No fresamento esse ângulo
varia durante o corte.
Ângulo da direção efetiva de corte η: é o ângulo entre a direção de corte e a direção efetiva
de corte.
Os ângulos ϕ e η, bem como o plano de trabalho encontram-se representados na Figura 2.2.
Superfícies em usinagem: são as superfícies geradas na peça pela ferramenta. Devem-se
distinguir a superfície em usinagem principal e a superfície em usinagem secundária, onde a
primeira é gerada pela aresta principal de corte e a segunda pela aresta secundária de corte
As superfícies em usinagem são representadas na Figura 2.3
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η
ϕ
ve
Plano de
trabalho
vc
Peça
vf
Ferramenta
Figura 2.2 - Representação esquemática do plano de trabalho (Pfe) e dos ângulos da direção
de avanço (ϕ) e da direção efetiva de corte (η).
Superfície
principal de
usinagem
Superfície
secundária de
usinagem
Figura 2.3 - Superfícies em usinagem.
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2.6 - Grandezas de Corte
São grandezas que devem ser ajustadas na máquina, direta ou indiretamente.
Avanço (f): é o percurso de avanço em cada volta, em mm/revolução ou em cada curso da
ferramenta, em mm/golpe. No caso de ferramentas que possuam mais de um dente, como
no caso do fresamento, distingue-se o avanço por dente (fz), medido na direção do avanço
da ferramenta e corresponde à geração de duas superfícies consecutivas em usinagem.
f=fz.z
(2.1)
Onde z é o número de dentes da ferramenta.
O avanço por dente pode ser decomposto no avanço de corte e no avanço efetivo de
corte, mostrados na Figura 2.4.
η
ϕ
Direção de corte
fc
fe
fz
Direção efetiva de corte
Figura 2.4 - Representação esquemática do avanço por dente fz, do avanço de corte fc e do
avanço efetivo fe no fresamento discordante.
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Avanço de corte (fc): é a distância entre duas superfícies consecutivas em usinagem, medida
na direção perpendicular à direção de corte, no plano de trabalho.
fc = fz . senϕ
(2.2)
Avanço efetivo de corte (fc): é a distância entre duas superfícies consecutivas em usinagem,
medida na direção perpendicular à direção de corte, no plano de trabalho.
fc=fz.sen(ϕ-η)
(2.3)
Profundidade ou largura de usinagem ap: é a profundidade ou largura de penetração,
medida na direção perpendicular ao plano de trabalho (Fig. 2.5).
Penetração de trabalho ae: é a penetração da ferramenta em relação à peça, medida no
plano de trabalho, numa direção perpendicular à direção de avanço. É de importância
predominante no fresamento e na retificação (Fig. 2.5).
Penetração de avanço af: é a penetração da ferramenta, medida no plano de trabalho e na
direção de avanço (Fig. 2.5).
Fig. 2.5. Representação esquemática das profundidades medidas em usinagem.
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2.7 - Grandezas Relativas ao Cavaco
São grandezas calculadas a partir das grandezas de corte.
Largura de corte b: é a largura calculada da seção transversal de corte a ser retirada,
medida na superfície em usinagem principal, na direção perpendicular à direção de corte
(Fig. 2.6). Para ferramentas de corte com aresta retilínea e sem raio de ponta, tem-se:
b=
ap
senχ r
(2.4)
Largura efetiva de corte be: é a largura calculada da seção transversal de corte a ser
retirada, medida na superfície em usinagem principal, na direção perpendicular à direção
efetuva de corte. Para ferramentas de corte com aresta retilínea e sem raio de ponta, temse:
be=b.(1-sen2ηcosχr2)1/2
(2.5)
Espessura de Corte h: é a espessura calculada da seção transversal de corte a ser retirada,
medida normalmente à superfície em usinagem principal e segundo a direção perpendicular
à direção de corte (Fig. 2.6). Para arestas de corte retilíneas:
(2.6)
h=f.senχr
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Fig. 2.6. Representação esquemática das grandezas relativas ao cavaco.
Espessura efetiva de corte he: é a espessura calculada da seção transversal efetiva de corte
a ser retirada, medida normalmente à superfície em usinagem principal e segundo à direção
perpendicular à direção efetiva de corte.
h
he =
(2.7)
1 + sen 2 χ .tan 2 η
Seção transversal de corte A: é a área calculada da seção transversal de um cavaco a ser
retirado, medida no plano normal à direção efetiva de corte. Na maioria dos casos:
A=ap.fc
(2.8)
Ae=ap.fe
(2.9)
Em ferramentas sem arredondamento na ponta de corte:
A=b.h
(2.10)
Ae=be.he
(2.11)
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CAPÍTULO III
GEOMETRIA DAS FERRAMENTAS DE CORTE
A geometria das ferramentas de corte tem influência marcante na usinagem dos
materiais. Este capítulo apresenta as definições das arestas, superfícies, ângulos e planos
que compõem a geometria das ferramentas. A padronização da nomenclatura utilizada
consta na Norma ABNT NBR 6163/80 – “Geometria da Cunha de Corte” e são apresentadas
a seguir.
3.1 - Definições
Cunha de Corte: cunha formada pelas superfícies de saída e de folga da ferramenta. Os
cavacos formam-se sobre a cunha cortante por meio do movimento relativo entre a peça e a
ferramenta.
Superfície de saída Aγ: superfície da cunha cortante sobra a qual o cavaco desliza.
Superfície de folga: é a superfície da cunha cortante que define a folga entre a superfície em
e a ferramenta. Distingue-se a superfície principal de folga Aα e a secundária de corte A’α.
Arestas de corte: são formadas pelas superfícies de folga e de saída. São definidas a aresta
principal de corte S e a aresta secundária de corte S’.
•
Aresta principal de corte S: aresta de corte cuja cunha de corte,
observada no plano de trabalho e para m ângulo da direção de avanço ϕ = 90º
indica a direção de avanço.
•
Aresta secundária de corte S’: aresta de corte cuja cunha de corte,
observada no plano de trabalho, e para o ângulo da direção de avanço ϕ = 90o,
indica a direção contrária à direção de avanço.
Ponta de corte: região da cunha cortante formada pela intersecção das arestas principal e
secundária de corte
Ponto de corte escolhido: ponto tomado como referência para as definições dos ângulos da
cunha cortante.
As definições apresentadas são mostradas na Figura 3.1
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Superfície de saída A γ
Ponta de corte
Aresta principal de corte S
Aresta secundárial de corte S’
superfície principal de folga A α
superfície secundária de folga A’ α
Direção de avanço
Figura 3.1 - Arestas e superfícies que formam a cunha cortante de uma ferramenta de
barra para o torneamento.
3.2 - Sistemas de Referência Utilizados para a Definição dos Ângulos da Cunha
Cortante
As definições das arestas e superfícies que compõem a cunha cortante não são
suficientes para a determinação da geometria da ferramenta. As variações de geometria de
ferramenta apresentadas na Figura 3.2 permitem ilustrar essa afirmação.
As ferramentas mostradas na Figura 3.2 apresentam entre si diferenças significativas
de geometria. A diferenciação entre elas é feita por meio dos ângulos da cunha cortante.
Esses ângulos são definidos a partir de planos definidos dos chamados sistemas de
referência da cunha cortante, apresentados nesta seção.
São definidos dois sistemas de referência:
• Sistema de referência da ferramenta;
• Sistema de referência efetivo;
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Os sistemas de referência são formados por um conjunto de planos definidos a partir
das direções das velocidades de corte e efetiva de corte. O sistema de referência da
ferramenta é definido a partir da direção da velocidade de corte e é utilizado na fase projeto,
fabricação e controle da ferramenta de corte. O sistema de referência efetivo é definido a
partir da direção efetiva de corte e é utilizado no estudo da geometria da cunha cortante
durante o corte.
Figura 3.2 - Ferramentas de barra com diferentes geometrias.
3.2.1 - Planos do Sistema de Referência da Ferramenta
Plano de referência da ferramenta Pr: é o plano que passa pelo ponto de corte e é
perpendicular à direção de corte. O plano de referência de uma ferramenta de barra é
representado na Figura 3.3.
Direção de corte
Plano de
Referên
cia (P )
r
Figura 3.3 - Representação esquemática do plano de referência da ferramenta.
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20
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Plano de corte da ferramenta Ps: é o plano que passa pelo ponto de corte escolhido, é
tangente á aresta de corte nesse ponto e é perpendicular ao plano de referência da
ferramenta. O plano de corte da ferramenta é representado na Figura 3.4.
e (P s)
de Cort
Plano
Plano
Plde
anoRe
de
Ref
ferê
nceriaên
(Pcir)a (Pr )
Figura 3.4 Representação esquemática do plano de corte da ferramenta.
Plano ortogonal da ferramenta Po: é o plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é
perpendicular aos planos de referência Pr e de corte Ps. O plano de corte da ferramenta é
representado na Figura 3.5.
Plano de Ortogon
al
no
Pla
de
(
cia
rên
e
f
Re
de C
Plano
)
orte (P s
(Po)
P r)
Figura 3.5 - Representação esquemática do plano ortogonal da ferramenta.
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21
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Plano admitido de trabalho Pf: é o plano que passa pelo ponto de corte escolhido, é
perpendicular ao plano de referência e paralelo à direção de avanço. O plano admitido de
trabalho é representado na Figura 3.6.
Direção de avanço
Plano
de
referê
ncia
Plano admitido de
trabalho (P )
f
Figura 3.6 - Representação esquemática do plano admitido de trabalho.
Plano de trabalho Pfe: é o plano que passa pelo ponto de corte escolhido e contem as
direções de corte e avanço. Nesse plano são realizados os movimentos responsáveis pela
retirada de cavaco, conforme apresentado no capítulo 2. O plano de trabalho é representado
na Figura 3.7.
Direção de corte
Direção de avanço
Plano de trabalho
(P
fe)
Figura 3.7 - Representação esquemática do plano de trabalho.
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22
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Plano dorsal da ferramenta Pp: plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é
perpendicular aos planos de referência e admitido de trabalho.
São definidos ainda no sistema de referência da ferramenta:
Plano normal à aresta de corte Pn: plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é
perpendicular à aresta de corte S.
Plano ortogonal à superfície de saída Pg: plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é
perpendicular à superfície de saída e ao plano de referência da ferramenta.
Plano ortogonal à superfície de folga Pb: plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é
perpendicular à superfície de folga e ao plano de referência da ferramenta.
Ângulo de posição do plano ortogonal á superfície de folga θr: ângulo entre o plano admitido
de trabalho e o plano ortogonal, medido no plano de referência da ferramenta.
3.2.2 - Planos do Sistema de Referência Efetivo
Os planos do sistema de referência efetivo são definidos de forma análoga à utilizada para a
definição dos planos do sistema de referência da ferramenta.
Plano de referência efetivo Pre: é o plano que passa pelo ponto de corte e é perpendicular à
direção efetiva de corte.
Plano de corte efetivo Pse: é o plano que passa pelo ponto de corte escolhido, é tangente á
aresta de corte nesse ponto e é perpendicular ao plano de referência efetivo.
Plano ortogonal efetivo Poe: é o plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é
perpendicular aos planos de referência e de corte efetivos (Pre e Pse, respectivamente).
Plano dorsal efetivo Ppe: plano que passa pelo ponto de corte escolhido e é perpendicular
aos planos de referência efetivo e de trabalho.
3.3 - Principais Ângulos da Cunha Cortante
A definição dos planos que servem de referência para a determinação dos ângulos da
cunha cortante torna possível determinar os ângulos da cunha cortante. Nesta seção serão
apresentados os sete principais ângulos, definidos nos planos de referência, de corte e
ortogonal.
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23
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3.3.1 - Ângulos Medidos no Plano de Referência
A vista do plano de referência de uma ferramenta de barra é apresentada na Figura
3.8.
Plano admitido de trabalho Pf
Sentido de
observação
χ’r
χr
Direção de corte
εr
Plano de
R
eferênci
a (P )
Plano secundário
de corte P’s
Plano principal
de corte Ps
r
Figura 3.8 - Ângulos medidos no plano de referência da ferramenta.
No plano de referência são definidos três ângulos:
Ângulo de posição da ferramenta (χr): ângulo entre o plano de corte da ferramenta Ps e o
plano admitido de trabalho Pf, medido no plano de referência da ferramenta. É sempre
positivo e situa-se sempre fora da cunha cortante, de forma que seu vértice indica a ponta
de corte. Esse ângulo indica a posição da aresta de corte.
Ângulo de ponta da ferramenta (εr): ângulo entre o plano principal de corte Ps e o
secundário de corte P’s, medido no plano de referência da ferramenta.
Ângulo de posição lateral da ferramenta (χ’r): ângulo entre o plano de plano de corte
secundário da ferramenta P’s e o plano admitido de trabalho Pfe, medido no plano de
referência.
É importante destacar que a denominação dos três ângulos recebe é acompanhada
do índice “r” que indica que tais ângulos são medidos no plano de referência da ferramenta.
Percebe-se ainda a seguinte relação entre os valores dos ângulos medidos no plano de
referência da ferramenta:
χr + εr + χ’r = 180o
(3.1)
3.3.2 - Ângulo medido no plano de corte Ps
A vista do plano de corte da ferramenta é apresentada na Figura 3.9.
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de C
Plano
λs
Plano de referência
)
orte (P s
PlanoPla
denoRe
de
ferRe
ênfer
ciaên
(Pcia
r ) (Pr )
Sentido de
observação
Figura 3.9 - Ângulo medido no plano de corte.
No plano de corte é definido apenas o ângulo de inclinação.
Ângulo de inclinação (λs): ângulo entre a aresta de corte Ps e o plano de referência da
ferramenta Pr, medido no plano de corte da ferramenta Ps. O ângulo de inclinação pode ser
positivo, nulo ou negativo. Diz-se que o ângulo de inclinação é negativo quando o plano de
referência corta a cunha de corte da ferramenta. O desenho esquemático da Figura 3.10
permite a visualização das três situações.
λs > 0
λs < 0
λs = 0
Figura 3.10 - Representação esquemática do ângulo de inclinação positivo, nulo ou
negativo.
O índice “s” indica que o ângulo é medido no plano de corte da ferramenta.
3.3.3 - Ângulos medidos no plano ortogonal Po
No plano ortogonal da ferramenta são definidos três ângulos, que são:
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25
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Ângulo de folga da ferramenta (αo): ângulo entre a superfície de folga Aα e o plano de
corte da ferramenta Os, medido no plano ortogonal da ferramenta Po.
Ângulo de cunha da ferramenta (βo): ângulo entre as superfícies de folga Aα e de saída Aγ
da ferramenta, medido no plano ortogonal da ferramenta Po.
Ângulo de saída da ferramenta (γo): ângulo entre a superfície de saída da ferramenta Aγ e
o plano de referência da ferramenta Pr, medido no plano ortogonal da ferramenta.
A representação esquemática dos ângulos medidos no plano ortogonal da ferramenta
é apresentada na Figura 3.11.
γo
)
s
Plano de Corte (P
Plano de Ortogonal (P )
o
Plano de
Referência
)
r
Plano de Referência (P
βo
αo
Sentido de
observação
Plano de corte
Figura 3.11 Ângulos medidos no plano ortogonal
O ângulo de saída pode assumir valores positivos, nulos ou negativos. Essas três
situações podem ser visualizadas no desenho esquemático da Figura 3.12.
Nota-se que o ângulo de saída é negativo quando o plano de referência corta a cunha
cortante da ferramenta. Para os ângulos medidos no plano ortogonal vale a relação:
αo+βo+γo=90o
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(3.2)
26
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γo > 0
γo = 0
γo < 0
Figura 3.12 Representação esquemática do ângulo de saída positivo, nulo e negativo.
3.3.4 - Funções e Influência dos Principais Ângulos da Cunha Cortante
Ângulo de folga (αo):
• Evitar o atrito entre a peça e a superfície de folga da ferramenta;
• Pequenos valores de αo implicam em dificuldade de penetração da cunha
cortante, desgaste acelerado, grande geração de calor e acabamento superficial ruim
da peça usinada;
• Valores elevados de αo implicam em perda de resistência da cunha da
ferramenta, que se torna susceptível a lascamento ou quebras;
• A determinação dos valores de αo é feita em função da resistência do material
da ferramenta e do material da peça. De modo geral os valores de αo variam de 2 a
14o;
Ângulo de saída (γo):
• Tem influência direta na força e na potência de usinagem, no acabamento da
peça e na quantidade de calor gerado;
• O aumento do valor de γo implica no decréscimo do trabalho de dobramento
do cavaco;
• A fixação do valor de γo é feita em função da resistência do material da peça e
da ferramenta, da quantidade de calor gerado no corte e da velocidade de avanço
adotada;
Sandro Cardoso Santos
27
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Valores negativos de γo são empregados no corte de materiais de baixa
usinabilidade e em cortes interrompidos, com o inconveniente de provocar elevação
das forças de usinagem e da potência de corte;
• De modo geral são utilizados valores de γo entre –10 e 30o;
Ângulo de inclinação (λo):
• Controle da direção de saída do cavaco;
• Proteção da quina da ferramenta contra impactos;
• Atenuação de vibrações;
• Valores entre – 4 e 4o são normalmente utilizados;
Ângulo de posição (χr):
• Distribuição favorável de tensões no início e no final do corte;
• Tem influência direta no valor do ângulo de ponta (εr), influenciando a
resistência e a capacidade de dissipação de calor da ferramenta;
• Tem influência na direção de saída do cavaco;
• Responsável pela componente passiva da força de usinagem, que contribui
para a redução das vibrações;
• Valores normalmente adotados na faixa de 30 a 90o;
3.3.4 Considerações finais
Neste capítulo foram definidos os principais ângulos da cunha cortante das
ferramentas de corte. As demonstrações desses ângulos foram feitas apenas em
ferramentas de barra com o objetivo de facilitar a visualização. Cabe ressaltar que as
mesmas definições podem ser aplicadas na definição dos ângulos da cunha cortante de
ferramentas de corte mais complexas, como brocas e fresas. O rigor das definições, apesar
de parecer dispensável quando se trata de ferramentas de torneamento, tem como objetivo
garantir a sua aplicabilidade para todas as ferramentas de corte.
Sandro Cardoso Santos
28
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
As definições dos ângulos da cunha de corte são também realizadas no sistema de
referência efetivo.
Sandro Cardoso Santos
29
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CAPÍTULO IV
FORMAÇÃO DO CAVACO E INTERFACE CAVACO-FERRAMENTA
Os assuntos abordados nos Capítulos II e III apresentaram os fundamentos para o
estudo da usinagem. Os fenômenos decorrentes do contato da ferramenta com a peça
serão apresentados a partir deste Capítulo, que trata do processo de formação do cavaco e
do estudo da interface cavaco-ferramenta. Antes de dar início ao estudo da formação do
cavaco propriamente dita, é apresentada a definição do corte ortogonal, que tem por
objetivo permitir simplificações no estudo dos fenômenos relacionados ao contato cavacoferramenta, como a formação do cavaco, interface cavaco-ferramenta, forças e tensões de
usinagem.
4.1 O Corte Ortogonal
As direções de corte, avanço e do movimento de saída do cavaco para o torneamento
cilíndrico são representadas na Figura 4.1. Nota-se que essas três direções não estão
contidas um mesmo plano, de modo que o corte é denominado tridimensional. O corte
ortogonal faz uma simplificação do corte na qual as direções dos movimentos de corte,
avanço e de saída do cavaco passem a fazer parte de um mesmo plano. Exemplos de corte
ortogonal são apresentados na Figura 4.2.
Direção de corte
Direção de
avanço
Direção do movimento
de saída do cavaco
Figura 4.1 – Exemplo de corte tridimensional.
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Direção de corte
Direção de corte
Direção de avanço
Direção de avanço
Direção do movimento de
saída do cavaco
Direção do movimento de
saída do cavaco
Figura 4.2 – Exemplos de corte ortogonal.
Os desenhos esquemáticos mostrados na Figura 4.2 permitem a visualizar que as
direções de corte, avanço e de saída dos cavacos pertencem a um mesmo plano.
O desenho apresentado na Figura 4.3 representa uma vista do plano de trabalho de
uma ferramenta no corte ortogonal.
h
h’
Figura 4.3 – Vista do plano de trabalho durante o corte ortogonal.
Além das considerações relacionadas às direções, outras condições devem ser
atendidas para que o corte seja considerado ortogonal:
•
A aresta de corte deve ser reta e perpendicular à direção de corte;
•
A aresta de corte deve ser maior que a largura de corte b;
•
A espessura de corte h, que é igual ao avanço, deve ser pequena em
relação á largura de corte b;
•
A largura de corte b e a espessura do cavaco b’ devem ser idênticas;
Sandro Cardoso Santos
31
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
•
O cavaco formado deve ser contínuo, sem formação de aresta postiça
de corte;
As simplificações obtidas por meio do corte ortogonal facilitam a visualização dos
fenômenos que ocorrem durante o corte.
4.2 A Formação do Cavaco
O desenho esquemático do ensaio de compressão é apresentado na Figura 4.4. O
corpo de prova é submetido a esforços de compressão crescentes (F1 < F2 < F3) e
inicialmente sofre deformações elásticas (I). O aumento dos esforços de compressão
prossegue até que seja atingido o limite de resistência ao cisalhamento do material e a partir
daí o corpo de prova sofre deformações plásticas (II). No instante em que o limite de
resistência do material é atingido, o corpo de prova rompe por cisalhamento. De acordo com
o diagrama de distribuição de tensões de cisalhamento, a máxima tensão ocorre em um
plano a 45o de modo que o material sofre cisalhamento nessa região, caso seja isotrópico e
não apresente defeitos.
F1
F2
F3
F1
F2
F3
I
II
III
Figura 4.4 Representação esquemática do ensaio de compressão.
Para o estudo da formação do cavaco, o volume “klmn“, mostrado na Figura 4.4, pode
ser considerado um corpo de provas submetido a um ensaio de compressão. As tensões de
compressão a que o volume de material é submetido crescem à medida que o volume de
Sandro Cardoso Santos
32
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
referência se aproxima da cunha de corte da ferramenta, de modo que o material é
submetido à deformação elástica e plástica, até sofrer ruptura por cisalhamento no ponto
“O”, localizado na ponta da ferramenta. A região onde o material é cisalhado é denominada
zona de cisalhamento primária, representada na Figura 4.5. Para efeito de simplificação, a
zona de cisalhamento primária é representada por um plano perpendicular ao plano de
trabalho, denominado plano de cisalhamento primário, indicado pelo seguimento “OD” na
Figura 4.4.
Figura 4.4 Desenho representativo do processo de formação de cavaco (Trent, 1991).
Após passar pela zona de cisalhamento primária o volume de referência é deformado
e passa a assumir a configuração representada por “pqrs” no esquema da Figura 4.4. A
partir de então tem início a quarta etapa, a formação do cavaco, que é o movimento do
cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta.
Sandro Cardoso Santos
33
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Zona de
cisalhamento
secundária
Zona de
cisalhamento
primária
(a)
(b)
Figura 4.5 Representação esquemática das zonas de cisalhamento primária e
secundária a -Trent (1991) b – Chern (2005).
De modo resumido, a formação do cavaco consiste de quatro etapas que são:
• Deformação elástica, ou recalque;
• Deformação plástica;
• Ruptura;
• Movimento do cavaco sobre a superfície da ferramenta;
A quarta etapa do ciclo distingue a formação do cavaco do processo de ruptura em
ensaios de compressão. Ao entrar em contato com ferramenta, o material é submetido a
esforços de compressão e de cisalhamento na direção paralela à superfície de saída da
ferramenta, o que dá origem à
chamada zona de cisalhamento secundária, também
representada na Figura 4.5. O material na zona de cisalhamento secundária exerce esforços
de compressão sobre a zona de cisalhamento primária, o que faz com que a região de
máxima tensão de cisalhamento nesta região ocorra em uma posição não mais a 45o, como
ocorre nos ensaios de compressão. A posição da região de máxima tensão de cisalhamento
é indicada pelo chamado ângulo de cisalhamento (φ), como indicado nas Figuras 4.4 e 4.5.
Sandro Cardoso Santos
34
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A medida do ângulo de cisalhamento é sempre menor que 45o e é tanto menor quanto
maior for a resistência ao cisalhamento do material na zona de cisalhamento secundária. Os
fenômenos que ocorrem na interface da ferramenta e os seus efeitos sobre o ângulo de
cisalhamento são detalhados nas seções a seguir.
4.3 Interface Cavaco-Ferramenta
O estudo da interface cavaco-ferramenta se justifica não só por sua influência direta
na formação do cavaco, mas também por estar relacionado às temperaturas, às forças de
usinagem e à vida das ferramentas.
Os fenômenos que ocorrem na interface cavaco-ferramenta não são totalmente
esclarecidos. A teoria mais aceita foi proposta por Trent (1963), que assume a existência de
uma zona de aderência e de uma zona de escorregamento na interface cavaco-ferramenta.
O desenho esquemático da Figura 4.6 indica a localização dessas zonas.
Ferramenta
Figura 4.6 Representação das zonas de aderência e escorregamento Trent (1991).
A região hachurada corresponde à zona de aderência que é seguida pela área
delimitada pela linha tracejada.
Apesar de não se ter conseguido provar a existência da zona de aderência, existem
fortes evidências de que ela ocorra. Trent (1991) ao analisar a raiz do cavaco após o corte
ter sido interrompido abruptamente em um dispositivo denominado “quick stop” encontrou
fortes evidências de sua existência.
Sandro Cardoso Santos
35
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Outra evidência da existência da zona de aderência está relacionada ao atrito em
usinagem. São identificados três regimes de atrito entre sólidos, dependendo da área de
contato efetiva entre as superfícies de contato.
Shaw et al. (1960) apresentaram os três regimes de atrito sólido por meio do diagrama
da Figura 4.7.
Figura 4.7 – Representação dos três regimes de atrito sólido (Shaw,1960).
O regime I ocorre quando a área de contato efetiva entre os sólidos é muito menor que
a área aparente (Ar << A), pelo fato de o contato ocorrer apenas nas irregularidades das
superfícies. Nesse regime é válida a Lei de Atrito de Coulomb (µ=σ/τ = constante, onde σ e τ
são as tensões normal e cisalhante presentes no contanto). O regime III é aquele onde não
existe superfície livre. A área de contato real equivale à área aparente (Ar = A). O regime II é
o de transição entre I e III, onde o coeficiente de atrito diminui com o aumento da carga.
Wallace e Boothroyd (1964), contestam a existência do regime II e afirmam que ocorre a
transição brusca do regime I para III.
De acordo com o modelo de atrito apresentado, quando existe o contato total entre as
superfícies a tensão cisalhante é constante e corresponde á tensão de cisalhamento do
material de menor resistência. O modelo de distribuição de tensões proposto por Zorev
(1963), mostrado na Figura 4.8, indica que a tensão de cisalhamento é constante nas
proximidades da ponta da ferramenta e passa a decrescer a partir de um certo ponto, até
chegar a zero. Ainda de acordo com o modelo, a tensão normal é máxima na ponta da
Sandro Cardoso Santos
36
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
ferramenta e decresce exponencialmente até chegar a zero. As elevadas tensões de
compressão na ponta da ferramenta e o fato de a tensão de cisalhamento não variar com a
tensão normal indica que nas proximidades da ponta da ferramenta ocorre o contato total
entre a raiz do cavaco e a superfície de saída da ferramenta
Escorregamento
Ferramenta
Figura 4.8 – Modelo de distribuição de tensões em usinagem proposto por Zorev
(1963).
Onde: τst - tensão cisalhante na região de aderência;
lst - comprimento da região de aderência e,
lf - comprimento total das regiões de aderência e de escorregamento.
Na região de aderência, Ar = A e prevalece o regime III. Na região de escorregamento
Ar << A vale o regime I. Dessa forma, a força total, tangente à superfície da ferramenta, é
dada pela soma das forças tangenciais que atuam em cada uma das regiões.
Em determinadas condições especiais a zona de aderência pode ser suprimida,
prevalecendo apenas as condições de escorregamento.
Devido à existência de diferentes condições na interface cavaco-ferramenta, impõe-se
a necessidade de estudo criterioso de cada uma dessas condições.
A presença da zona de aderência pode ser ainda evidenciada por meio da análise da
Figura 4.9 (Hutchings, 1995), onde é mostrado um diagrama de regimes de desgaste,
definidos pela velocidade normalizada e pela carga normalizada. A velocidade normalizada
Sandro Cardoso Santos
37
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
é a razão entre a velocidade de deslizamento e a velocidade da condução do calor e a carga
normalizada é definida pela divisão do valor da carga normal aplicada pela área de contato
e pela menor dureza entre os materiais em contado.
Velocidade normalizada =
vd
vtc
(4.1)
Onde:
vd é a velocidade de deslizamento e vtc é a velocidade de transferência de calor.
Carga normalizada =
FN
A.HV
(4.2)
Onde:
FN é a carga normalizada, A é a área de contato e HV é o valor da menor dureza entre
os materiais em contato.
O diagrama foi obtido por meio de ensaios de desgaste pino sobre disco e define
regiões de desgaste severo, suave, transição entre os dois regimes e uma região onde
ocorre a adesão, definida predominantemente pelo valor da carga normalizada.
10
Carga normalizada
I Adesão
10-1
IV Severo
II Severo
10-3
V Suave
III Suave
10-5
10-2
1
104
Velocidade normalizada
Figura 4.9. Mapa de regimes de desgaste obtido no ensaio pino sobre disco em corpos
de prova de aço (Hutchings, 1995).
Sandro Cardoso Santos
38
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
De acordo com o diagrama de regimes de desgaste mostrado na Figura 4.9, a
velocidade normalizada não apresenta influência significativa no regime I (adesão). Em
outras palavras, pode-se afirmar que o valor da carga normalizada é a variável determinante
do regime de adesão, que ocorre para valores dessa grandeza entre 10-1 e 100.
Resultados de ensaios de medição da força de corte na usinagem do aço ABNT 4340
com dois valores de dureza são apresentados na Tabela 4.1.
Na Figura 4.10 são mostrados os valores de carga normalizada em forma de gráfico.
O limite entre os regimes de desgaste severo e por adesão é representado pela linha
traçada no gráfico. Nota-se que na usinagem do material com maior dureza (ensaios 1 a 7),
os valores de carga normalizada mantiveram-se abaixo de 1. Já os para os ensaios
realizados com o material com maior dureza (ensaios 8 a 14), os valores de carga
normalizada tenderam a variar em torno de um. Em todas as situações a localização dos
pontos indica condições de adesão, o que é uma evidência a mais da existência da zona de
aderência.
Com base nos resultados apresentados na Tabela 4.1 e na Figura 4.10, constata-se
que a força normalizada adquire valores mais elevados na usinagem do material mais
macio. Comparando os ensaios realizados nas mesmas condições de corte, os valores de
carga normalizada obtidos nos ensaios com o material mais macio foram sempre maiores,
resultados que podem ser explicados pelo fato de os valores da força de corte não
apresentarem diferenças significativas e o valor de dureza estar no denominador da
expressão para o cálculo da carga normalizada (Eq. 4.2).
Tabela 4.1 Força de corte e carga normalizada para o torneamento do aço ABNT 4340
com diferentes durezas.
Ensaio vc(m/min) f (mm/rev)
1
240
0,20
2
160
0,20
3
200
0,16
4
200
0,20
5
200
0,24
6
200
0,20
7
200
0,20
8
200
0,20
9
240
0,20
10
160
0,20
11
200
0,24
12
200
0,16
13
200
0,20
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ap (mm)
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,2
0,8
1,0
1,0
1,0
1,0
1,0
1,2
Fc (N)
522,83
559,62
394,03
462,03
535,54
597,18
379,71
539,25
484,61
511,19
569,63
450,38
574,63
39
A (mm2)
0,2
0,2
0,16
0,2
0,24
0,24
0,16
0,2
0,2
0,2
0,24
0,16
0,24
HV
345
250
FN
7,72.10-1
8,27.10-1
7,28.10-1
6,83.10-1
6,59.10-1
7,35.10-1
7,01.10-1
1,10.100
9,88.10-1
1,04.100
9,68.10-1
1,15.100
9,76.10-1
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Ensaio vc(m/min) f (mm/rev)
14
200
0,20
ap (mm)
0,8
Fc (N)
362,28
A (mm2)
0,16
HV
FN
9,23.10-1
Carga normaslizada
1,00E+01
1,00E+00
ADESÃO
DESGASTE SEVERO
1,00E-01
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 11 12 13 14 15
Ensaio
Figura 4.10 – Posição dos valores de força normalizada no diagrama de regimes de
desgaste.
4.3.1 - Zona de aderência
Como já mencionado, a existência de uma zona de aderência na interface cavacoferramenta foi evidenciada por meio da análise de micrografias da raiz do cavaco (obtidas
pela interrupção brusca do corte com um dispositivo “quick-stop”) de diversos materiais
usinados com aço rápido e metal duro (Trent. 1963). Verificou-se a existência de contato
íntimo do cavaco com a ferramenta ao longo de uma grande porção da interface ferramentapeça. Essa região foi denominada de zona de aderência, que corresponde ao regime III do
atrito sólido. Ainda com base nessas micrografias percebe-se que o fluxo de material não
ocorre na interface e sim em uma zona de cisalhamento intenso na parte inferior do cavaco
com espessura entre 0,01 a 0,08 mm, que foi denominada de zona de fluxo (Trent, 1963). A
porção de material em contato com a superfície da ferramenta permanece estacionária e há
um gradiente de velocidade ao longo da espessura, até que no limite da zona de fluxo a
velocidade de cisalhamento se iguala à velocidade de saída do cavaco. Com base nesse
conceito, a tensão requerida para cisalhar o material a altas temperaturas e altas taxas de
deformação é um fator muito importante na usinagem. Nas micrografias apresentadas por
Trent (1963) fica evidente que as condições de aderência podem também ocorrer na
superfície de folga, desde que o desgaste de flanco elimine o ângulo efetivo de folga.
Sandro Cardoso Santos
40
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
As altas tensões de compressão, grandes quantidades de calor gerado, altas taxas de
deformação e afinidades químicas entre os materiais da ferramenta e das peças são
apontados como principais fatores que favorecem o surgimento da zona de aderência, pelo
fato de promovem ligações atômicas na interface. As elevadas temperaturas devido ao calor
gerado pelas deformações plásticas não só governam os mecanismos e as condições de
deformação da zona de aderência, mas também influenciam diretamente os mecanismos de
desgaste da ferramenta. Trent (1988a, 1988b, 1988c) afirma que as condições de aderência
devem ser assumidas como inevitáveis.
Segundo Trent (1991), as deformações cisalhantes no plano de cisalhamento primário
são da ordem de 2 a 5, podendo chegar a 8. Entretanto, nas bandas de cisalhamento
adiabático na usinagem de titânio ("flow zone") as deformações são bem maiores, podendo
atingir valores superiores a 100. Esse é um valor estimado já que é praticamente impossível
de se medir tais níveis de deformações a taxas de deformações da ordem de 104 s-1,
confinadas a uma zona de fluxo de espessura, normalmente compreendida entre 10 a 100
µm. Dessas observações Trent (1991) propõe um modelo, apresentado na Figura 4.11.
Figura 4.11 - Modelo de Deformação na zona de fluxo proposto por Trent (1991).
Segundo o modelo de Trent, a deformação cisalhante na zona de fluxo é inversamente
proporcional à distância da superfície de saída. No ponto Y, a porção inicial do material
OabX sofreu uma deformação Oa'b'X, enquanto que o material no centro da porção inicial
de material considerada, OcdX (metade de OabX) se deformou para Oc"d"X, que é o dobro
da deformação sofrida por ab. Da mesma forma, o material OefX, onde oe vale 1/4 de Oa,
se deforma para Oe'''f'''X quando ele atinge o ponto Y, que é quatro vezes maior que a
deformação sofrida por OabX quando este atinge o mesmo ponto, Oa'b'X.
Sandro Cardoso Santos
41
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Teoricamente, a deformação cisalhante seria infinita na superfície de saída da
ferramenta, mas o fluxo laminar é interrompido a poucos micrometros desta superfície,
devido à rugosidade da superfície da ferramenta. A capacidade dos metais e ligas metálicas
suportarem tais níveis de deformações cisalhantes sem se romperem é atribuída às
altíssimas tensões de compressão presentes naquela região (Machado e Da Silva, 1993).
4.3.2 Zona de escorregamento
A zona de escorregamento é localizada na periferia da zona de aderência e tem início
na onde a tensão de cisalhamento, segundo o modelo de Zorev, passa a decrescer e se
estende até a região onde esta se anula. Nessa região não ocorre a deformação observada
na zona de fluxo e o regime de atrito observado encontra-se na região I do diagrama da
Figura 4.7.
Segundo Wright (1981), as condições de escorregamento ou aderência dependem de:
- Afinidade química entre os materiais da ferramenta e da peça;
- Condições atmosféricas;
- Tempo de usinagem;
- Velocidade de corte;
4.3.3 - Aresta postiça de corte
A formação da Aresta Postiça de Corte, APC, ocorre durante a usinagem a baixas
velocidades de corte, a partir de uma porção de material encruado que se posiciona entre a
superfície de saída da ferramenta e o cavaco em formação. Trent (1988b) explica este
fenômeno da seguinte maneira: “... a primeira camada de material que se une à ferramenta
por meio de ligações atômicas e encrua-se. Aumenta-se assim o seu limite de escoamento e
as tensões de cisalhamento são insuficientes para quebrar estas ligações. As deformações
então continuam nas camadas adjacentes, mais afastadas da interface, até que elas
também são suficientemente encruadas. Pela repetição deste processo, uma sucessão de
camadas forma a APC”. O tamanho da APC não pode aumentar indefinidamente. Quando o
seu tamanho atinge um valor no qual a tensão de cisalhamento é suficiente para mudar a
zona de cisalhamento primária, que até então estava acima da APC, para dentro do corpo
desta, parte de sua estrutura é cisalhada e arrastada entre a superfície da peça e a
superfície de folga da ferramenta.
Sandro Cardoso Santos
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Milovik e Wallbank (1983), analisando a microestrutura da aresta postiça de corte,
utilizando microscopia eletrônica e ótica, encontraram várias microtrincas na zona de
cisalhamento ao redor da APC, entre os pontos A e B da Figura 4.12.
Figura 4.12 - Aresta Postiça de Corte (Trent 1963).
Foi verificado que essas microtrincas eram responsáveis pela abertura das trincas nos
pontos A e B e eram geradas pela presença de segunda fase no material que, durante o
cisalhamento, se deforma diferentemente da matriz, criando um estado triaxial de tensão
que promove o aparecimento das microtrincas. Isso explica a necessidade de segunda fase
no material para se formar a APC, como observaram Williams e Rollanson (1970).
Resumindo, as condições necessárias para o surgimento da APC são a existência de
uma segunda fase no material, que dá origem a um estado triaxial de tensões e que o corte
seja realizado em uma faixa de velocidades de corte relativamente baixa. A faixa de
velocidades de corte propensa ao surgimento da APC na usinagem de aços-carbono é
mostrada no esquema da Figura 4.13.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
H, L
H
APCinstável
estável
APC
APC
APCinstável
estável
60
vc a 70 m/min
2 a 4 m/min
L
L
Figura 4.13 – Dimensões da APC em função da velocidade de corte para açoscarbono.
A influência da velocidade de corte está relacionada à temperatura na região de
cisalhamento. Com o aumento da temperatura, em conseqüência do aumento da velocidade
de corte, a diferença de plasticidade entre as fases que compõem o material torna-se
menor, o que diminui a tendência de formação de trincas devido ao estado triaxial de
tensões.
Na Figura 14 são mostradas fotografias de arestas postiças de corte, obtidas por meio
de ensaios com “quick stop” (Chern, 2005).
Figura 15 – Fotomicrografias da aresta postiça de corte (Chern, 2005).
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
4.4 - Ângulo de Cisalhamento e Grau de Recalque
Na seção 4.2 foi citado que a diferença entre as deformações sofridas pelo material da
peça durante a formação do cavado e as sofridas por um corpo de provas durante o ensaio
de compressão é que na formação do cavaco existe uma quarta etapa que é o movimento
do cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta. A zona de aderência é responsável
pelo surgimento de tensões de compressão na zona de cisalhamento primária e com isso a
posição da máxima tensão de cisalhamento não fica posicionada a 45o em relação à vertical,
como no ensaio de compressão, mas em uma posição que descreve um ângulo menor 45o.
O ângulo entre o plano de corte e o plano de cisalhamento primário é denominado ângulo de
cisalhamento e é representado pela letra φ. O valor de φ é tanto menor quanto maior for a
restrição do material na interface cavaco-ferramenta.
O fato de o ângulo de cisalhamento ser menor que 45o, faz com que a espessura do
cavaco seja maior que a espessura de corte. A razão entre a espessura do cavaco e a
espessura de corte é definida como grau de recalque.
Rc =
h' v c
=
h v cav
(4.3)
Onde:
vc a velocidade de corte;
vcav é a velocidade de saída do cavaco;
A definição do grau de recalque facilita a determinação do ângulo de cisalhamento,
que pode ser obtido por meio da expressão:
tan φ =
cos γ n
Rc − sen γ n
(4.4)
onde: γn é o ângulo de saída normal.
Os valores de φ e de Rc são indicadores da quantidade de deformação sofrida pelo
material na zona de cisalhamento primária. Quanto maior o valor de Rc (ou menor o valor de
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45
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
φ) maior a quantidade de deformação sofrida pelo material no plano de cisalhamento
primário.
4.4 – Classificação dos Cavacos
Em um produto obtido por processos de usinagem, o material é retirado em forma de
cavacos. A configuração do cavaco pode ser problemática em algumas situações por
oferecer riscos de danos à peça, à máquina-ferramenta e à integridade física do operador.
Além disso, o cavaco pode ocupar um volume considerável. Nesse aspecto, a obtenção de
cavacos curtos em forma de lascas é preferível aos cavacos longos em forma de fitas. A
razão entre o volume ocupado pelo cavaco e o volume do material maciço com a mesma
massa é denominado por fator de empacotamento.
Os problemas relacionados à configuração dos cavacos podem atingir uma magnitude
que venha a exigir a adoção de procedimentos específicos, apresentados na seção a seguir,
denominada controle do cavaco. Antes, porém de estudar o controle do cavaco é faz-se
necessário classificar os cavacos. A classificação dos cavacos pode ser feita levando-se em
conta os tipos e as formas de cavacos.
4.4.1 – Classificação dos cavacos quanto ao tipo
Quanto ao tipo, os cavacos podem ser classificados em:
a.
Cavacos contínuos;
b.
Cavacos parcialmente contínuos;
c.
Cavacos descontínuos;
d.
Cavacos segmentados;
Os três primeiros tipos de cavaco dependem da ductilidade do material da peça e das
condições de corte. Os cavacos segmentados são obtidos na usinagem de materiais de
baixa condutividade térmica, ou em materiais com condutividade térmica relativamente
elevada, desde sejam usinados em velocidades de corte elevadas comparadas à velocidade
do fluxo de calor no material.
Sandro Cardoso Santos
46
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O tipo de cavaco (contínuo, parcialmente contínuo e descontínuo) depende da
propagação da trinca que tem origem na ponta da ferramenta, na posição A, mostrada na
Figura 4.15.
B
A
Figura 4.15 – Desenho esquemático do plano de cisalhamento primário.
a.
Cavacos contínuos
Os cavacos contínuos são obtidos na usinagem de materiais dúcteis. O material é
tracionado e sofre ruptura no ponto A, na ponta da ferramenta. Um campo de tensões de
compressão atua sobre o plano de cisalhamento primário e a propagação da trinca é
interrompida, o que faz com que o cavaco seja contínuo.
A intensidade da tensão de compressão sobre o plano de cisalhamento primário é
influenciada pelo ângulo de cisalhamento φ, que por sua vez depende das condições da
interface cavaco-ferramenta.
b.
Cavacos parcialmente contínuos
Os cavacos parcialmente contínuos representam uma classe intermediária entre os
cavacos contínuos e os descontínuos. A trinca originada no ponto A da Figura 4.12 se
propaga até um ponto do plano de cisalhamento primário entre A e B. Dois fatores são
apontados como possível causa da supressão da propagação da trinca. O primeiro está
relacionado à energia elástica da ferramenta que pode não ser suficiente para garantir a
propagação da trinca. A ferramenta perde então o contato com o cavaco e a propagação da
trinca é suprimida. O outro fator é relacionado às tensões de compressão que atuam sobre o
plano de cisalhamento primário. A presença de elevadas tensões de compressão à frente do
ponto de abertura da trinca e pode suprimir a sua propagação. O resultado é um cavaco
com aspecto serrilhado.
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c.
Cavacos descontínuos
Os cavacos descontínuos são típicos da usinagem de materiais frágeis, que não
suportam grandes deformações sem sofrerem fratura. Materiais com certa ductilidade
podem apresentar cavacos descontínuos, desde que usinados a baixas velocidades de
corte, ângulos de saída pequenos e grandes avanços. O aumento da velocidade de corte
tende a tornar o cavaco contínuo, devido à maior geração de calor que torna o material mais
dúctil e também por tornar mais difícil a penetração de contaminantes na interface e com
isso reduzir a tensão de compressão no plano de cisalhamento primário.
d.
Cavaco segmentado
As deformações no plano de cisalhamento primário provocam a elevação da
temperatura naquela região. O calor gerado no plano de cisalhamento primário se propaga
por condução para a peça e para o cavaco. Na usinagem de materiais com baixa
condutividade térmica, o calor gerado no plano de cisalhamento primário tende a ficar
concentrado naquela região, o que provoca a redução da resistência ao cisalhamento. A
queda de resistência ao cisalhamento do material faz com que ele continue a ser
deformado, mesmo depois de deslocar-se para uma região de menor tensão de
cisalhamento, o que dá origem a um seguimento. O ciclo se repete dando origem a bandas
de cisalhamento. O ciclo de formação do cavaco segmentado é mostrado na figura 4.16.
A
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B
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D
C
Figura 4.16 – Formação do cavaco segmentado.
A formação do cavaco segmentado tem início com a deformação do material no plano
de cisalhamento primário (A), a rotação e o deslocamento do plano de cisalhamento
primário (B), movimento do segmento sobre a superfície de saída da ferramenta e a
formação de uma nova banda de cisalhamento (C) e a repetição do ciclo (D).
4.4.2 Classificação dos cavacos quanto à forma
Quanto à forma, os cavacos são geralmente classificados em:
• Cavaco em fita;
• Cavaco helicoidal;
• Cavaco em espiral;
• Cavaco em lascas ou pedaços;
A Norma ISO define uma classificação mais detalhada dos cavacos quanto à forma,
como mostrado na figura 4.17.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
fragmentado
Figura 4.17 – Classificação dos cavacos de acordo com a norma ISO 3685 (1987).
Smith (1989) apresenta um diagrama que identifica a influência do avanço e da
profundidade de corte na forma do cavaco, conforme mostrado na Figura 4.18.
Figura 4.18 – influência do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos.
4.5 – Controle de Cavacos
A geometria e a disposição dos cavacos podem ser problemáticas e até crítica na
usinagem de materiais dúcteis, principalmente em faixas elevadas de velocidade de corte. A
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50
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
geração de cavacos longos pode gerar problemas no processo relacionados ao (Machado e
Silva, 1999):
• Cavacos longos ocupam muito espaço em relação ao espaço ocupado por
sólidos com a mesma massa, o que causa problemas de armazenamento, manuseio
e descarte;
• Representam riscos para o operador caso venham se enrolarem em torno da
peça, da ferramenta ou de componentes da máquina-ferramenta;
• Podem comprometer o acabamento superficial da peça caso enrolem-se em
torno dela;
• Podem afetar a vida das ferramentas, as forças de usinagem e a temperatura
de corte;
• Podem impedir o acesso regular do fluido de corte;
A razão entre o volume ocupado pelo cavaco e o volume de um sólido de massa
equivalente é definida como fator de empacotamento (R).
R=
Volume do cavaco
Volume de um sólido de massa equivalente
(4.5)
Cavacos contínuos e longos apresentam fator de empacotamento em torno de 50 ou
superiores, enquanto em cavacos em lascas ou pedaços esse valor é reduzido a 3
(Boothroyd, 1981).
O conjunto de problemas associados aos cavacos longos fez com que fossem
desenvolvidas medidas para promover a sua quebra. O método tradicional de controle do
cavaco é a utilização de quebra-cavacos. Os quebra-cavacos são obstáculos localizados
sobre a superfície de saída das ferramentas com o objetivo de forçar a sua curvatura. Os
quebra-cavacos são classificados em (Figura 4.19):
• Quebra-cavacos postiços;
• Quebra-cavaco integral tipo I – anteparo;
• Quebra-cavaco integral tipo II – cratera;
Sandro Cardoso Santos
51
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A
B
C
A - Quebra-cavacos postiços
B - Quebra-cavaco integral tipo I – anteparo
C - Quebra-cavaco integral tipo II – cratera
Figura 4.19 – Tipos de quebra-cavacos.
Outros métodos para promover a quebra dos cavacos foram desenvolvidos e
aplicados levaram a resultados satisfatórios. Um dos métodos consiste em variar a
velocidade de avanço por meio de comandos no programa de máquinas CNC. O desenho
esquemático da Figura 4.20 representa o método da desaceleração do avanço.
Figura 4.20 – Efeito da desaceleração do avanço na espessura do cavaco
(Takatsuto, 1988)
Outro método aplicado é conhecido como método hidráulico, que consiste na injeção
de fluido de corte a alta pressão na superfície de saída da ferramenta, no sentido contrário
ao da saída do cavaco, conforme seqüência mostrada na Figura 4.21. Esse método
apresentou resultados satisfatórios na usinagem de ligas de Titânio e de Níquel, reduzindo o
fator de empacotamento de 47, obtido na usinagem sem quebra-cavacos, para 4,7 quando
foi utilizado o método.
Sandro Cardoso Santos
52
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 4.21 – Aplicação de jato de fluido a alta pressão com a finalidade de
promover a quebra do cavaco (Machado, 1990).
A deformação sofrida pelo cavaco nos planos de cisalhamento primário e
secundário é diretamente proporcional a h’/rc, onde h’ é a espessura do cavaco e rc é o
raio de curvatura do cavaco, Shaw (1986). Se a deformação sofrida pelo cavaco nesse
estágio não for suficiente para causar a sua ruptura, faz-se necessário aumentar a
espessura do cavaco ou reduzir o
raio de curvatura. Como h’ está diretamente
relacionado ao avanço e este, por sua vez, ao acabamento superficial da peça o
procedimento mais recomendável é procurar diminuir o raio de curvatura do cavaco.
O método mais usual para reduzir o raio de curvatura do cavaco é o emprego dos
quebra-cavacos, porém condições de corte e a geometria da ferramenta também o
influenciam. Sales, 1995, estudou a influência desses parâmetros no raio de curvatura
natural do cavaco e os resultados obtidos são apresentados na Figura 4.22. Com base
em valores de sensibilidade adimensional, o autor verificou que a profundidade de corte
foi o parâmetro mais influente no raio de curvatura do cavaco, seguida pelo avanço, o
ângulo de saída e a velocidade de corte foram, nessa ordem.
Observa-se que o raio de curvatura do cavaco aumenta com o aumento da
profundidade de corte, do ângulo de saída e da velocidade de corte e diminui como o
aumento do avanço.
Sandro Cardoso Santos
53
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Vc=200 [m/min] ; ap=2,5 [mm] ; γ=6 [º]
Vc=200 [m/min] ; f=0,182 [mm/rot] ; γ=6 [º]
2,5
4
3,5
2
3
2,5
1,5
2
1,5
1
1
1,5
2
2,5
3
0
3,5
0,1
0,2
0,3
f [mm/rot]
ap [mm]
a
b
Vc=200 [m/min] ; f=0,182 [mm/rot] ; ap=2,5 [mm]
f=0,182 [mm/rot] ; ap=2,5 [mm] ; γ=6 [º]
3
2,5
2,5
2
2
1,5
1
1,5
0,5
0
1
2
4
6
8
10
12
14
16
50
100
150
200
γ [º]
250
300
Vc [m/min]
d
c
Figura 4.22 – Influência da profundidade de corte, (b) do avanço, (c) do ângulo de
saída da ferramenta e (d) da velocidade de corte no raio de curvatura do cavaco (Sales,
1995).
Sandro Cardoso Santos
54
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO V
FORÇA E POTÊNCIA DE CORTE
5.1 - Forças de Usinagem
O conhecimento das forças que agem na cunha cortante e o estudo de seus
comportamentos são de grande importância. De posse de suas grandezas, a potência
requerida para executar o corte pode ser determinada. A força de usinagem pode ser
responsável direta pelo colapso da ferramenta de corte por deformação plástica da aresta,
além de influenciar diretamente no desenvolvimento de outros mecanismos e processos de
desgaste. Pode também representar um índice de usinabilidade do material da peça, e
também ser utilizada como parâmetro para controle adaptativo do processo. A Figura 5.1
mostra, com corte tridimensional, as componentes da força de usinagem nos processos de
torneamento e fresamento.
Figura 5.1 - Componentes da força de usinagem. a) torneamento e b) fresamento.
Onde:
Fap
- força de apoio (projeção de Fu sobre o plano de trabalho);
Ff
- força de avanço;
Ft
- força ativa;
Fp
- força de passiva;
Fc
- força de corte;
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Fn
- força normal;
Fu
- força de usinagem;
ve
- Velocidade efetiva de corte;
vc
- Velocidade de corte;
vf
- Velocidade de avanço.
Segundo a notação vetorial, as componentes podem ser representadas pela Equação
(4.2).
r
r
r
r
Fu = Fc + F f + F p
(5.1)
5.1.1 - Fatores que Influenciam a Força de Usinagem
Pode se afirmar que todos os fatores que contribuem para a movimentação livre do
cavaco por sobre a superfície de saída atuam no sentido de diminuir a força de usinagem.
Se as condições da interface se apresentarem como uma restrição ao escoamento livre do
cavaco, a ação da ferramenta sobre a superfície inferior da cunha do cavaco tem que ser
maior para vencer esta restrição (Machado e Da Silva, 1993).
Trent (1991) afirma que a força de usinagem é dependente de dois fatores principais:
a) Áreas dos planos de cisalhamento primário e secundário;
b) Resistência ao cisalhamento do material da peça nesses planos;
Com isso, qualquer parâmetro pode ser analisado com base nos seus efeitos sobre
estes fatores. Muitos deles vão atuar nos dois sentidos e o resultado vai depender da
predominância de um sobre o outro.
a. Material da peça
De uma maneira geral, quanto maior a resistência do material da peça, maior é a
resistência ao cisalhamento nos planos de cisalhamento e maiores serão as forças de
usinagem.
Entretanto,
materiais
extremamente
dúcteis,
como
ferro
e
alumínio
comercialmente puros, podem alterar a área da seção de corte, alterando a força de
usinagem.
Sandro Cardoso Santos
57
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
b. Material da ferramenta
A afinidade química do material da ferramenta com o material da peça pode atuar,
principalmente, na área da seção de corte. Se a tendência for produzir uma zona de
aderência estável e forte, a força de usinagem poderá ser aumentada. Se a tendência for
diminuir o atrito na interface, a área de contato poderá ser reduzida, diminuindo a força de
usinagem.
c. Velocidade de corte
A velocidade de corte apresenta pouca influência, na faixa em que é utilizada em
níveis industriais, sem a presença da aresta postiça de corte. Pela maior geração de calor e
conseqüente redução da resistência ao cisalhamento do material e pela ligeira redução na
área de contato cavaco-ferramenta, existe uma tendência de redução da força de usinagem
com o aumento da velocidade de corte (Machado e Da Silva, 1993).
d. Avanço e profundidade de corte
O aumento destes dois fatores causa um aumento da força de usinagem, numa
proporção direta, quase linear. A área da seção de corte, As, é definida pelo produto entre o
avanço e a profundidade de corte.
A Figura 5.2 ilustra a influência destes parâmetros
juntamente com a resistência do material da peça. Isso ocorre porque as áreas dos planos
de cisalhamentos primário e secundário são aumentadas com o aumento dessas grandezas
Kg/mm
2
Ff
s
Figura 5.2 - Influência da seção de corte e da resistência do material da peça nas
componentes da força de usinagem (Ferraresi, 1977).
Sandro Cardoso Santos
58
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
e. Geometria da ferramenta
O ângulo mais influente é o de saída, γ0. Uma redução deste tende a aumentar a área
de contato e impor uma maior restrição ao escorregamento do cavaco por sobre a superfície
de saída, aumentando a força de usinagem. O ângulo de posição, χr, também influencia a
força de usinagem. O seu aumento, desde que o ângulo de posição lateral não se torne
pequeno o suficiente para que a aresta lateral de corte entre em ação, promove uma ligeira
redução nas forças de usinagem. A influência destes ângulos é mostrada na Figura 5.3.
f. Estado de afiação da ferramenta
O desgaste da ferramenta pode alterar a sua geometria. Porém, o efeito maior deve-se
ao aumento da área de contato com o cavaco ou com a peça, com a evolução do desgaste
de cratera e de flanco. Com isto, normalmente há um aumento da força de usinagem. Mas
em situações em que o desgaste de cratera é predominante, a sua evolução aumenta o
ângulo de saída, γ0, reduzindo a força de corte.
r
r
r
o
Figura 5.3 - Influência dos ângulos de saída (γ0) e de posição (χr) nas forças de
usinagem (Ferraresi, 1977).
h. uso de fluido de corte
Se na ação do fluido predominar a lubrificação, há uma redução da área de contato e
diminuição da força de usinagem. Entretanto, se prevalecer a refrigeração, o fluido pode
Sandro Cardoso Santos
59
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
aumentar a força de usinagem, por promover um aumento da resistência ao cisalhamento
do material nas zonas de cisalhamento, devido a uma redução da temperatura.
Os resultados mostrados nas Figuras 5.4 a 5.8 servem para exemplificar a influência
do material da peça e das condições de corte na força de corte.
600
550
Fc (m/min)
500
450
400
350
300
150
345 HV
250 HV
170
190
210
Vc (m/min)
230
250
Figura 5.4 – Influência da velocidade de corte nos valores de força de corte para o aço
ABNT 4340 temperado e revenido (durezas 250 HV e 345 HV).
Na Figura 5.4 é mostrada a influência da velocidade de corte na força de corte. Como
os ensaios foram realizados fora da faixa de velocidades de corte em que ocorre a aresta
postiça de corte, os sinais de sua presença não foram observados. Nota-se que a força de
corte sofre pouca influência da velocidade de corte, apesar de as linhas de tendência
indicarem decréscimo da força com o aumento da velocidade de corte. Esses resultados
concordam com os apresentados por Machado e da Silva (1993) que o atribuem à redução
da tensão de cisalhamento resultante do aumento da temperatura nas zonas de
cisalhamento primária e secundária que, por sua vez, são conseqüência do aumento da taxa
de deformação do material da peça nessas regiões.
Nas Figuras 5.5 e 5.6 são mostradas as influências do avanço e da profundidade de
corte na força de corte, respectivamente.
Sandro Cardoso Santos
60
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
650
600
250 HV
345 HV
Fc (N)
550
500
450
400
350
300
0,14
0,16
0,18
0,2
0,22
f (mm/rev)
0,24
0,26
Figura 5.5 – Influência do avanço nos valores de força de corte para o aço ABNT 4340
temperado e revenido (durezas 250 HV e 345 HV).
650
345 HV
250 HV
600
Fc (N)
550
500
450
400
350
300
0,7
0,8
0,9
1
ap (mm)
1,1
1,2
1,3
Figura 5.6 – Influência da profundidade de corte nos valores de força de corte para o
aço ABNT 4340 temperado e revenido (durezas 250 HV e 345 HV).
O aumento do avanço e da profundidade de corte causa o aumento da área das zonas
de cisalhamento primária e secundária.
Nas Figuras 5.7 e 5.8 são mostrados os valores de força de corte em função da área
de contato cavaco-ferramenta na usinagem do aço ABNT 4340 com durezas de 345 HV e
250HV, respectivamente.
Sandro Cardoso Santos
61
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
650
345 HV
600
550
Fc (N)
ap = 1,0 mm
f = 0,24 mm/rot.
ap = 1,2 mm
f = 0,20 mm/rot.
500
450
400
ap = 0,8 mm
f = 0,20 mm/rot.
ap = 1,0 mm
f = 0,16 mm/rot.
350
300
0,16
0,16
0,24
0,24
2
Área (mm )
Figura 5.7 – Força de corte em função da área de contato cavaco-ferramenta na
usinagem do aço ABNT 4340 temperado e revenido à dureza de 345 HV.
650
250 HV
600
ap = 1,2 mm
f = 0,20 mm/rot.
ap = 1,0 mm
f = 0,24 mm/rot.
0,24
0,24
Fc (N)
550
ap = 1,0 mm
f = 0,16 mm/rot.
500
450
400
ap = 0,8 mm
f = 0,20 mm/rot.
350
300
0,16
0,16
2
Área (mm )
Figura 5.8 – Força de corte em função da área de contato cavaco-ferramenta na
usinagem do aço ABNT 4340 temperado e revenido à dureza de 250 HV.
Na usinagem do material de maior dureza, nota-se que os valores de força de corte
não apresentaram diferença significativa para valores de área cavaco-ferramenta de 0,16
mm2. Para a área de contato de 0,24 mm2 a profundidade de corte contribuiu mais para o
aumento da força de corte que o avanço.
Na usinagem do aço de menor dureza o
comportamento foi inverso, pois a profundidade de corte foi mais influente no aumento da
Sandro Cardoso Santos
62
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
força de corte para a menor área de contato cavaco-ferramenta e para os valores maiores
de área os resultados foram estatisticamente iguais.
5.1.2 - Métodos de Medição da Força de Usinagem
A medida da força de usinagem pode ser realizada de forma direta ou indireta. Na
forma indireta, mede-se o deslocamento de molas, utilizando-se meios de medida
mecânicos, elétricos, pneumáticos e hidráulicos. Por meio de correlações previamente
estabelecidas, mede-se a força. Na forma direta, a força é medida baseado na
piezoeletricidade, na magneto-estricção ou na magneto-elasticidade (Ferraresi, 1977). A
evolução dos sistemas de medição de força de usinagem conduziu aos atuais dinamômetros
piezelétricos, com resolução, sensibilidade e faixa de operação adequada às aplicações
práticas e acadêmicas (Ballato, 1995). Um dinamômetro piezoelétrico é mostrado na Figura
5.9.
Figura 5.9 – Dinamômetro Piezoelétrico.
5.1.3 - Forças de Usinagem no Corte Ortogonal
A força de usinagem é definida como a resultante das forças que a ferramenta exerce
sobre a peça (ou que a peça exerce sobre a ferramenta). A determinação da força de
usinagem (intensidade, direção e sentido) é feita por meio da medição de suas
componentes em direções conhecidas. No corte ortogonal, a força de usinagem é
determinada pela soma vetorial das forças medidas nas direções de corte (força de corte) e
Sandro Cardoso Santos
63
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
de avanço (força de avanço), que podem ser medidas com a utilização dos métodos
apresentados na seção anterior. As forças de corte, de avanço e a força de usinagem
resultante para o corte ortogonal são mostradas na Figura 5.10.
Além das forças de corte e de avanço, a determinação de componentes da força de
usinagem em outras direções também apresentam grande interesse prático. As forças FZ e
FNZ são as componentes da força de usinagem que atuam respectivamente nas direções
tangencial e normal ao plano de cisalhamento primário. A componente FZ é responsável por
cisalhar o material e a componente FNZ comprime o plano de cisalhamento primário e
contribui para suprimir a propagação da trinca ao longo de sua extensão e, com isso,
contribuir para a formação do cavaco contínuo.
Fu
Fc
Ff
Figura 5.10 – Representação das forças de corte e de avanço.
A representação esquemática das forças que atuam no plano de cisalhamento
primário é mostrada na Figura 5.6.
Sandro Cardoso Santos
64
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
φ
FNZ
Fu
FZ
Figura 5.11 – Representação das componentes FZ e FNZ da força de usinagem.
As mesmas considerações podem ser feitas com relação ao plano de cisalhamento
secundário. Nesse caso a componente FT é a força de atrito no plano de cisalhamento
secundário e a componente FN a força normal ao plano de cisalhamento secundário. As
componentes FT e FN são representadas na Figura 5.12.
Fu
FN
FT
γ
Figura 5.12 – Representação esquemática das componentes FT e FN da força de
usinagem.
Sandro Cardoso Santos
65
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
As principais componentes da força de usinagem podem ser representadas por meio
do CÍRCULO DE MERCHANT (Merchant, 1954) e apresentado na Figura 5.8. Para a
construção do Círculo de Merchant, primeiro desloca-se a força de usinagem Fu para a
ponta da ferramenta e depois constrói-se uma circunferência de modo que o vetor Fu
corresponda ao seu diâmetro. De posse dos valores dos ângulos de cisalhamento (φ)
posicionam-se as componentes FT, FN e a partir do ângulo de saída da ferramenta (γ),
posiciona-se as componentes, FZ e FNZ.
O Círculo de Merchant é mostrado na Figura 5.13.
A partir das relações apresentadas pelo Círculo de Merchant pode-se decompor a
força de usinagem nas principais direções e calcular o módulo dessas forças utilizando
fundamentos de geometria ou de trigonometria. A determinação da força de usinagem é
feita a partir da soma vetorial das forças de corte e de avanço. Uma vez determinada a força
de corte e conhecidos os ângulos de saída da ferramenta e de cisalhamento (determinado
por meio da relação 4.1) as demais componentes podem ser determinadas.
φ
Ff
FNZ
FN
Fu
Fc
FT
FZ
γ
Figura 5.13 – Círculo de Merchant.
5.2 - Potência de Usinagem
As potências de usinagem resultam dos respectivos produtos das componentes de
força e de velocidade:
Sandro Cardoso Santos
66
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Potência de Corte (Nc), é dada pela Equação 2.1.3:
Nc =
Fc * vc
60 * 75
CV
(2.1.3)
Onde Fc Kgf e vc m/min.
• Potência de Avanço (Nf), é dada pela equação 2.1.4:
Nf =
Ff * v f
1000 * 60 * 75
CV
(2.1.4)
Onde Ff kgf e vf mm/min.
• Potência Efetiva de Corte (Ne), é dada pela equação 2.1.5:
Ne = Nc + Nc
(2.1.5)
A potência consumida na operação de usinagem pode ser medida diretamente no
motor elétrico da máquina operatriz. Um sensor de corrente elétrica, do tipo “Hall”, é
instalado na fonte de alimentação do motor elétrico responsável pelo suprimento de potência
no eixo principal da máquina ferramenta. De posse da corrente elétrica consumida pelo
motor elétrico, calcula-se a potência efetiva. As máquinas equipadas com comando
numérico computadorizado, normalmente apresentam motores individuais para os
movimentos de corte (rotação do eixo árvore) e de avanços (eixos x, y e z). Isso permite a
medição de diversas componentes da potência total.
Na Figura 5.14 são apresentados valores de potência efetiva de corte ao longo da vida
de brocas helicoidais de aço rápido com diferentes revestimentos na usinagem do ferro
fundido cinzento GH 190.
Observa-se que as curvas mostradas na Figura 5.14 apresentam comportamento
semelhante. Os valores de potência efetiva de corte apresentam tendência de manterem-se
estáveis até que, próximo ao final da vida das ferramentas, apresentam crescimento
acentuado. O comportamento das curvas deixa claro que a potência efetiva de corte é um
bom parâmetro para monitorar o desgaste de brocas.
Sandro Cardoso Santos
67
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
1100
1100
SR1
SR2
900
900
800
800
700
600
700
600
500
500
400
400
300
0
5
TiN1
TiN2
TiN3
1000
POTÊNCIA (W)
POTÊNCIA (W)
1000
10
15
20
25
30
300
35
0
20
40
60
80
o
Brocas não revestidas
120
140
160
Brocas revestidas com TiN
1100
1100
TiCN1
TiCN2
TiCN3
1000
WC.C1
WC.C2
WC.C3
1000
900
900
800
POTÊNCIA (W)
POTÊNCIA (W)
100
No DE FUROS
N DE FUROS
700
600
800
700
600
500
500
400
400
300
0
20
40
60
80
100
0
20
40
60
80
100
120
140
160
No DE FUROS
o
N DE FUROS
Brocas revestidas com WC/C sobre TiAlN
Brocas revestidas com TiCN
1100
MC1
MC2
MC3
1000
POTÊNCIA (W)
900
800
700
600
500
400
300
0
20
40
60
80
100
120
140
No DE FUROS
Brocas com revestimento multicamadas
Figura 5.14 Curvas de potência efetiva de corte na furação de ferro fundido GH190
com brocas de aço rápido com diferentes revestimentos.
Outro aspecto a ser observado é a diferença entre o comportamento das médias e dos
desvios-padrões dos valores de potência, medidos também na fase na fase de
comportamento estável, conforme mostrado na Figura 5.15.
Sandro Cardoso Santos
68
Wisley Falco Sales
MC3
MC2
MC1
WC/C3
WC/C2
WC/C1
TiCN3
TiCN2
TiCN1
TiN3
TiN2
TiN1
SR2
600
580
560
540
520
500
480
460
440
420
400
SR1
PO T ÊNCIA (W )
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 5.15 Valores médios da potência efetiva de corte durante a fase em que ela
apresenta pequena variação.
Os resultados apresentados na Figura 5.15 permitem verificar que o revestimento
multicamadas foi responsável por uma queda entre 9 e 25% da potência efetiva de corte, se
comparado com os valores obtidos para as brocas não revestidas. Pode-se destacar, ainda,
a repetibilidade dos resultados da potência efetiva de corte para as três ferramentas com
revestimentos multicamadas.
Sandro Cardoso Santos
69
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO VI
TEMPERATURA DE USINAGEM
Em usinagem, praticamente toda a energia consumida é convertida em energia
térmica. Somente uma pequena porcentagem (1 a 3%) fica retida no sistema como energia
elástica ou é associada à geração de novas superfícies (peça e cavaco). O calor é gerado
nas zonas de cisalhamento e conduzido para a peça, para o cavaco e para a ferramenta. O
aquecimento da peça durante a usinagem é, na maioria dos casos, considerado benéfico
pois implica em redução da tensão de cisalhamento do material. Em algumas situações o
aquecimento da peça pode causar problemas dimensionais ou promover transformações de
fase nas regiões próximas à superfície e, com isso, modificar as suas propriedades. A
porção de calor transmitida à ferramenta é mais problemática. A elevação da temperatura da
ferramenta tem como conseqüência a redução da resistência à deformação plástica do
material da ferramenta e a criação de condições favoráveis para os mecanismos de
desgaste termicamente ativados.
As conseqüências da elevação da temperatura sobre a ferramenta de corte resultam
na redução de sua vida e na limitação das condições de corte a serem adotadas,
principalmente a velocidade de corte e o avanço.
Diante dos fatos apresentados, pode-se afirmar que a temperatura de corte é
considerada uma das grandezas mais influentes nos processos de usinagem, o que justifica
a realização de trabalhos que buscam medir e avaliar as influências da temperatura no
desempenho das ferramentas de corte.
Medir a temperatura de corte não é uma tarefa fácil, tendo em vista as condições
dinâmicas do processo (Bickel, 1963). A interface cavaco-ferramenta é praticamente
inacessível o que torna os processos de medição um tanto imprecisos.
Na Figura 6.1 são representadas as três zonas distintas de geração de calor durante a
usinagem.
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 6.1 - Zonas de geração de calor em usinagem.
São elas:
•
zona de cisalhamento primário, zona A;
•
zona de cisalhamento secundário, zona B;
•
zona de interface entre a peça e a superfície de folga da ferramenta, zona C
(também denominada por alguns autores como zona terciária).
Grande parte do calor gerado é dissipada pelo cavaco, uma pequena porcentagem é
dissipada pela peça e uma outra para o meio ambiente. O restante vai para a ferramenta de
corte. Apesar de a parcela do calor que é transmitida à ferramenta representar apenas 8 a
10% do total, ela é responsável pela elevação da temperatura, que pode chegar a 1100 oC,
o que compromete fortemente a resistência da ferramenta.
A equação de balanço energético fica:
Qz + Qa1 + Qa2 = Qc + Qp + Qma + Qf
(6.1)
onde,
Qz = calor gerado na zona de cisalhamento primário.
Qa1 = calor gerado na zona de cisalhamento secundário.
Qa2 = calor gerado na zona de interface peça-superfície de folga da ferramenta.
Sandro Cardoso Santos
71
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Qc = calor dissipado pelo cavaco.
Qp = calor dissipado pela peça.
Qma = calor dissipado pelo meio ambiente.
Qf = calor dissipado pela ferramenta de corte.
A seguir são apresentadas as principais zonas de geração de calor.
6.1. Calor Gerado na Zona de Cisalhamento Primário
A maior parte do calor gerado na zona de cisalhamento primário é dissipada pelo
cavaco, mas uma pequena fração M, é transmitida para a peça por condução, e aumenta a
sua temperatura, podendo às vezes causar problemas de precisão dimensional. Segundo
Nakayama (1956), esse aumento de temperatura, ∆θp, depende da rotação (aumentando
com o aumento da mesma), e do número de revoluções após o corte ter iniciado (a peça é
aquecida pelos cortes precedentes e isto afeta o aumento da temperatura no corte
subsequente).
Quanto ao aumento da temperatura do cavaco devido ao calor Qz, existe um método
que permite um cálculo aproximado (Boothroyd, 1981):
∆θc =
(1 − M)[Fc − Ff tan( φ) ]
(6.2)
J. ρ. c. h. b
onde:
J = equivalente mecânico de calor.
ρ = massa específica do material da peça.
c = calor específico do material da peça.
O aumento de temperatura no cavaco, ∆θc, não é muito influenciado pela velocidade
de corte, embora M diminui com o aumento de vc. A altas velocidades, entretanto, ∆θc tende
a ficar constante com vc (Trent e Wright, 1999). A temperatura no cavaco pode chegar a
650o C quando usinando ações endurecidos e algumas ligas de níquel, sob certas condições
Sandro Cardoso Santos
72
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
de corte, mas a faixa normal de temperatura do cavaco, quando usinando aços e outros
materiais comuns é de 200o C a 350o C (Trent e Wright, 1999).
A temperatura do cavaco tem pouca influência na temperatura da ferramenta, pois o
tempo com que uma pequena porção do cavaco (lamela) passa sobre a superfície de saída
da ferramenta, é muito pequeno (poucos milisegundos) para conduzir calor (Trent e Wright,
1999). Além disso, na presença da zona de fluxo na zona de cisalhamento secundário,
haverá ali o desenvolvimento de temperaturas bem maiores que as temperaturas do cavaco.
Assim, o calor fluirá da zona de fluxo em direção ao cavaco, e não o contrário.
6.6. Calor Gerado na Zona de Cisalhamento Secundária
Esta é a fonte de calor que mais influencia as temperaturas da ferramenta de corte. A
temperatura da ferramenta pode não representar grande problema na usinagem de
materiais macios e de baixo ponto de fusão, como o alumínio e o magnésio, mas se torna o
fator controlador da taxa de remoção de material, quando na usinagem de materiais duros e
de alto ponto de fusão, como ferros fundidos, aços, ligas de níquel e ligas de titânio.
A temperatura da interface cavaco-ferramenta aumenta com a velocidade de corte.
Haverá, portanto, um limite prático na velocidade de corte, para cada par ferramenta-peça.
As altas temperaturas nas ferramentas de corte não só aceleram os mecanismos de
desgaste termicamente ativados, mas também reduzem o limite de escoamento dessas
ferramentas. Na presença da zona de fluxo, a quantidade de calor gerado e a taxa de
deformação são tão altas e complexas, que Trent (1988) afirmou ser irrealista tentar calcular
o aumento de temperatura naquela região, com o presente estado de conhecimento dos
fenômenos envolvidos. Tais exuberantes quantidades de deformações sem promover
encruamento do material na mesma proporção, só podem ocorrer com o amolecimento
adiabático causado pelo aumento da temperatura. A temperatura na zona de fluxo, e
portanto, a temperatura da ferramenta depende da quantidade de trabalho realizado para
cisalhar o material e da quantidade de material que passa pela zona de fluxo, e isto varia
com o material da peça (Trent e Wright, 1999). Temperaturas da ordem de 1000o C na
interface cavaco-ferramenta podem ser encontrados e as ferramentas de corte têm que
estar preparadas para suportarem estas temperaturas durante o corte.
Na Figura 6.2 mostra-se a temperatura máxima da interface cavaco-ferramenta (e
portanto a temperatura máxima na superfície de saída da ferramenta) na usinagem de
vários materiais com ferramentas de aço rápido, em função da velocidade de corte.
Sandro Cardoso Santos
73
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Podem-se observar temperaturas bastante elevadas em velocidades de corte bem
baixas, para certos materiais.
Segundo Trent (1991), as condições da interface cavaco-ferramenta (aderência,
escorregamento ou aresta postiça de corte) devem ser assumidas como os fatores mais
importantes a serem considerados na influência sobre a temperatura da ferramenta de corte.
A zona de fluxo, portanto, constitui uma fonte efetiva de calor, e apesar de se conhecer
muito pouco sobre a influência dos elementos de liga e mudanças microestruturais nas
bandas de cisalhamento termoplásticos, Trent (1988) enumerou pelo menos três parâmetros
metalúrgicos que influenciam a temperatura da ferramenta:
•
Ponto de fusão do principal elemento químico do material da peça. Quanto
maior o ponto de fusão deste elemento, maior a temperatura da interface cavacoferramenta, para qualquer velocidade de corte.
•
Elementos de liga que aumentam a resistência do material da peça. Eles
aumentam a temperatura da interface para qualquer taxa de remoção de material.
•
Presença de fases de baixa resistência ao cisalhamento na interface (tais
como MnS e grafita). Elas podem reduzir a temperatura.
Figura 6.2 - Temperaturas máximas da interface cavaco-ferramenta em função da
velocidade de corte (Trent e Wright, 1999).
Sandro Cardoso Santos
74
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
6.4. Calor Gerado na Zona de Interface entre a Peça e a Superfície de Folga da
Ferramenta
Se a usinagem ocorrer com ângulos de folga pequenos (αo < 1o) ou se o desgaste de
flanco (VBB, medido na superfície de folga da ferramenta) atingir proporções consideráveis,
a interface peça-superfície de folga da ferramenta se torna a terceira fonte importante de
geração de calor. Neste caso, a análise é similar à zona de cisalhamento secundário, com a
presença da zona de fluxo, o que promove altas temperaturas na superfície de folga, que
pode levar a ferramenta de corte ao colapso (Trent e Wright, 1999 e Machado e Da Silva,
1999).
6.5. Medição da Temperatura de Usinagem
Existem atualmente na literatura vários modelos físicos juntamente com métodos
matemáticos e computacionais tem sido usados para calcular a temperatura de usinagem.
Basicamente, o princípio de medição utilizado pelos vários métodos pode ser resumido em
(Ferraresi, 1977 e Shaw, 1984):
•
Método calorimétrico;
•
Medição por técnicas metalográficas (Wright e Trent, 1973);
•
Medição da força termoelétrica entre a ferramenta e a peça (método termopar
ferramenta-peça);
•
Medição direta por inserção de termopares na ferramenta de corte;
•
Medição da energia de radiação na faixa do espectro infravermelho;
•
Medição indireta por meio de vernizes térmicos;
•
Pós químicos;
•
Deposição de filmes PVD (Kato et al., 1996);
•
Técnicas de problemas inversos (Tay et al., 1974 e De Melo, 1998);
Sandro Cardoso Santos
75
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Método Calorimétrico
Este método é utilizado para medir a temperatura média do cavaco utilizando-se um
calorímetro de água. Para isto mede-se a massa e temperatura inicial da água, usina-se a
peça com rasgos axiais, para garantir a quebra do cavaco, e os cavacos caem no
reservatório com temperatura conhecida. Mede-se a temperatura atingida pela água depois
de determinado tempo, pesa-se o cavaco após secagem e através de equações
calorimétricas determina-se a temperatura média do cavaco no instante em que atingiu a
água.
Medição por Técnicas Metalográficas
O método consiste em submeter as ferramentas de aço-rápido a testes de usinagem e
em seguida a uma análise metalográfica com o objetivo de relacionar alterações da
microestrutura do material com a temperatura necessária para que ocorram as
transformações observadas.
Por meio do método de “medição por técnicas metalográficas”, desenvolvido por Trent
(1991), a distribuição de temperatura foi determinada numa seção transversal à aresta
principal de corte da ferramenta, após usinar uma peça de aço de baixo carbono sob
diversas velocidade de corte. Os resultados são apresentados na Figura 6.3.
Observa-se que a máxima temperatura ocorre à determinada distância da aresta
principal de corte e que elas crescem com o aumento da velocidade de corte.
O método de medição por técnicas metalográficas apresenta como vantagens o fato
de os testes serem realizados com a ferramenta em condições normais de utilização e a
confiabilidade dos resultados. Como limitações, pode-se citar que o método só é aplicável
em ferramentas de aço-rápido e requer trabalho exaustivo para a revelação da
microestrutura
Sandro Cardoso Santos
76
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 6.3 - Distribuição de temperatura na ferramenta de corte, após usinar aço de
baixo carbono por 30s, com avanço de 0,25 mm/rev e várias velocidades de corte (Trent e
Wright, 1999).
Método Termopar Ferramenta-Peça
Atualmente o método mais difundido é o do termopar ferramenta-peça. O sistema de
medição por este método baseia-se no efeito "Seebeck" ou “Peltier”, que descreve a lei dos
termopares. Segundo essa lei, se dois materiais metálicos forem unidos por um terceiro e
submetidos a uma temperatura diferente da extremidade não unida, há a geração de uma
força eletro-motriz proporcional à diferença de temperatura entre as juntas quente e fria do
par metálico (Shaw, 1984, Doebelin, 1990).
Este método, embora aparentemente simples ainda é o mais utilizado, pelos baixos
custos envolvidos e também pela sua sensibilidade que está em torno de ± 20 ºC que,
comparada às temperaturas médias da interface cavaco-ferramenta, é considerada
adequada. Para a melhor compreensão do método, o princípio de funcionamento dos
termopares é apresentado a seguir.
Deve-se a Seebek, em 1821, a descoberta do seguinte fenômeno: por dois metais,
dispostos de modo a formarem um circuito, conforme mostrado na Figura 6.4, e com as
junções mantidas a temperaturas diferentes, flui uma corrente entre essas junções.
Sandro Cardoso Santos
77
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 6.4. Circuito termelétrico construído de fios de diferentes materiais. t>t0
O fenômeno do aparecimento de uma corrente de baixa intensidade, fluindo no circuito
contínuo dos dois metais diferentes, é chamada de corrente termelétrica e a f.e.m. (força
eletromotriz) causada pela diferença de temperatura entre as duas junções, é chamada de
f.e.m. térmica. O dispositivo que produz esta f.e.m térmica é chamado termopar ou
transdutor termelétrico.
O fenômeno da f.e.m. pode ser explicado pela teoria dos elétrons livres nos metais,
isto é, a densidade de elétrons livres é função da temperatura (t), como também a
disponibilidade de elétrons livres é diferente em diferentes metais. Assim estes elétrons
fluem através das junções (Figura 6.5), ou seja, pela junção 1 passam do material A para o
material B e deste um maior número passa para o material A. O campo elétrico gerado na
junção provoca uma limitação na passagem dos elétrons e com isso, o fluxo de elétrons
tende a se estabilizar em uma determinada direção, no caso em que t>t0.
A f.e.m. térmica gerada no circuito mostrado na Figura 6.5, é dada por:
eAB = f(t)
(6.3)
A não homogeneidade dos metais A e B e a flutuação do campo térmico da junção de
referência 2, introduzirão distorções no resultado da f.e.m. A extensão dos metais (fios)
podem também se encontrar a temperaturas diferentes. Esses fatores levam a que se
escreva a equação geral do termopar:
EAB(t,t0) = eAB(t) + eBA(t0)
(6.4)
Embora a função f(t), da Equação 6.3, possa ser determinada teórica e
experimentalmente, não se tem interesse por esse procedimento. Na prática são adquiridos
fios de termopar e a partir deste material são fabricados os sensores e levantadas as curvas
de calibração, experimentalmente.
Sandro Cardoso Santos
78
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O termopar é o sensor ideal para a medida de temperatura, porque pode ser instalado
nos locais de difícil acesso onde, para uma leitura direta, seria impossível colocar um
termômetro de bulbo de mercúrio como, no interior de um duto onde circula um fluido a alta
pressão.
O método utilizado
Em usinagem a junta quente do par metálico é estabelecida na interface cavacoferramenta e a junta fria é estabelecida de forma que opere à temperatura ambiente. Um
dos componentes do termopar é a peça e o outro a ferramenta. Neste caso os dois materiais
devem conduzir eletricidade. Este método mede a temperatura média na interface cavacoferramenta e não a máxima temperatura na interface (Agapiou e Devries, 1990). Na Figura
6.5 é mostrado o esquema da montagem experimental utilizada.
Isolamento
Peça ABNT 4140
Ferramenta Metal
Duro / Aço Rápido
Sensor de Temperatura
Mancal de
infravermelho
mercúrio
Ligado ao microcomputador
Amplificador
de sinais
Microcomputador com placa
de aquisição de dados
Figura 6.5 - Esquema da montagem feita para realização dos testes.
O processamento dos dados nesta montagem se dá na seguinte seqüência:
•
A peça é presa ao torno de modo que se tenha um perfeito isolamento entre
esta e o torno;
Sandro Cardoso Santos
79
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
•
torno é ajustado às condições desejadas (velocidade de corte, profundidade,
avanço, etc);
•
Inicia-se o processo de usinagem até que este entre em regime (cerca de
milésimos de segundos);
•
Inicia-se a coleta de dados com tempo e taxa de amostragem pré-
determinados;
•
Os dados são tratados e obtém-se a temperatura de acordo com a ddp
gerada pelo termopar ferramenta-peça.
Na Figuras 6.6 e 6.7 são mostrados resultados experimentais obtidos por meio deste
método e no caso, o foco da avaliação era a avaliação do desempenho de fluidos de corte
no torneamento.
f = 0,079 mm/rev
ap = 1 mm
1200
Sintético1
Temperatura [ºC]
1000
Sintético2
Água
800
600
400
Seco
Integral
Emulsionável
200
0
24
61
154
244
Velocidade de Corte [m/min]
SECO
INTEGRAL
EMULSIONÁVEL - 5%
SINTÉTICO 2 - 5%
ÁGUA
SINTÉTICO 1 - 5%
Figura 6.6 - Temperatura de usinagem com os fluidos a 5%, medida pelo método do
termopar ferramenta-peça (Sales, 1999).
Sandro Cardoso Santos
80
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
1000
f = 0,079 mm/rev
ap = 1 mm
Sintético1
Temperatura [ºC]
800
Água
600
Emulsionável
Sintético2
400
Seco
Integral
200
0
24
61
SECO
SINTÉTICO 2 - 10%
154
Velocidade de Corte [m/min]
INTEGRAL
ÁGUA
244
EMULSIONÁVEL - 10%
SINTÉTIC0 1 - 10%
Figura 6.7 - Temperatura de usinagem, com os fluidos a 10%, medida pelo método do
termopar ferramenta-peça (Sales, 1999).
Outros resultados de temperatura média de interface cavaco-ferramenta, no
torneamento do aço ABNT 1020 com ferramentas de metal duro, medidos pelo método
termopar ferramenta-peça são apresentados nas Figuras 6.8. 6.9 e 6.10. Nota-se que a
temperatura média da interface cavaco-ferramenta aumenta com o aumento da velocidade
de corte, avanço e profundidade de corte. A aplicação de fluido de corte fez com que os
valores médios de temperatura da interface fossem mais baixos.
Sandro Cardoso Santos
81
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
_______ operação realizada a seco
_ _ _ _ _ operação realizada com fluido sintético 3%; f = 0.061 mm/volta e ap = 0,50 mm
Figura 6.8 - Comportamento da temperatura média da interface cavacoferramenta em função da velocidade de corte.
______ operação a seco
_ _ _ _ operação com uso de fluido sintético 3%; Vc = 118 m/min e ap = 0,50 mm
Figura 6.9 - Comportamento da temperatura de corte em função do avanço
Sandro Cardoso Santos
82
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
_______ operação a seco
_ _ _ _ _operação aplicando fluido de corte sintético 3%; Vc = 114 m/min;f = 0,061 mm/volta
Figura 6.10 - Comportamento da Curva de Temperatura em Função da Profundidade de
Corte
Método Termopar Inserido na Ferramenta
Por meio deste método pode-se realizar a medição da temperatura em qualquer ponto
da ferramenta. O procedimento consiste na realização de pequenos furos na ferramenta por
eletro-erosão com diâmetros de dimensões mínimas, de modo a não comprometer a
resistência da ferramenta, através dos quais são inseridos termopares (Figura 6.8).
Figura 6.8 - Método termopar inserido na ferramenta.
Uma variante do método termopar implantado consiste em fixar termopares na
superfície inferior da ferramenta por meio de solda capacitiva, conforme mostrado nas
Sandro Cardoso Santos
83
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figuras 6.9 e 6.10. Na Figura 6.11 são mostrados os valores de temperatura obtidos por
meio desse método.
pastilha
abertura para
passagem do
termopares
suporte
furo para
passagem dos
termopares
porta ferramenta
Figura 6.9 - Desenho esquemático da montagem das pastilhas no porta-ferramentas.
6 mm
4 mm
termopar 3
termopar 2
termopar 1
2 mm
4 mm
6 mm
2 mm
termop. 1
termopar 2
termopar 3
A
B
Figura 6.10 - Posicionamento dos termopares na superfície inferior das pastilhas. (A) vista em perspectiva, (B) – detalhe da superfície inferior.
Sandro Cardoso Santos
84
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
140
SR
TiN
TiAlN
MC
v c = 210 m/min
100
o
∆ T ( C)
120
80
60
1
2
3
TERMOPAR
Figura 6.11 - Temperaturas máximas medidas nas posições 1, 2 e 3, nos ensaios de
torneamento com velocidade de corte de 210 m/min.
No exemplo mostrado na Figura 6.11, o método permitiu identificar a influência de
diferentes revestimentos na temperatura medida na superfície inferior da ferramenta.
observa-se, ainda, que a máxima temperatura medida na usinagem com pastilhas
revestidas com TiAlN não ocorreu no ponto mais próximo da ponta da ferramenta, como
ocorreu com as ferramentas revestidas com TiN, revestimentos multicamadas e com a
ferramenta não revestida.
Método Vernizes Térmicos
A concepção deste método é possível devido à propriedade de alguns materiais
variarem sua cor para uma tonalidade específica de acordo com a temperatura que
atingiram. Este material é então aplicado como um revestimento na ferramenta de corte,
podendo este ser realizado com um lápis térmico, e após o processo identifica-se a
temperatura atingida pela ferramenta em determinados locais de acordo com a cor do verniz
aplicado.
Método da Irradiação Térmica
Este método consiste em medir a irradiação térmica emitida por uma pequena área do
cavaco ou da ponta da ferramenta. Fazendo-se com que esta radiação, através de um
sistema de lentes, seja focada em um sensor que possa identificar a qual temperatura
deveria estar o corpo com aquela composição para irradiar tal energia. O método pode ser
Sandro Cardoso Santos
85
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
empregado também para a medição da temperatura da peça, como nos exemplos
mostrados nas Figuras 6.12 a 6.14. Na situação descrita o foco do sensor de radiação
infravermelha
foi
posicionado
na
superfície
primária
de
usinagem,
em
posição
diametralmente oposta à região de corte, conforme mostrado na Figura 6.5.
Figura 6.12 – Temperatura da peça em função da velocidade de corte.
Figura 6.13 – Temperatura da peça em função do avanço.
Sandro Cardoso Santos
86
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 6.14 – Temperatura da peça em função da profundidade de corte.
Na figura 6.12 nota-se que o aumento da velocidade de corte a temperatura média da
superfície principal de usinagem decresce e tende a se estabilizar em velocidades de corte
mais elevadas. Tal comportamento é explicado pelo fato de o calor gerado na zona de
cisalhamento primária ser transmitido para a peça por condução. Como a transferência de
calor por condução depende fundamentalmente das propriedades térmicas do material da
peça, com o aumento da velocidade de corte a transmissão do calor é menor, pois o tempo
para que ela ocorra diminui. De acordo com as figuras 6.13 e 6.14, a temperatura média da
superfície primária de usinagem tende a aumentar com o aumento do avanço e da
profundidade de corte. O aumento do avanço faz com que a quantidade de material
deformada
seja
maior,
o
que
implica
em
maior
necessidade
de
energia
e
consequentemente, maior quantidade de calor gerado, o que promove o aumento da
temperatura na peça. O mesmo raciocínio poderia ser adotado para explicar o aumento da
temperatura com o aumento da profundidade de corte, só que nesse caso há um aumento
da área do plano de cisalhamento primário, logo o calor também tende a se distribuir em
uma superfície maior. Como há um aumento simultâneo da quantidade de calor gerado e da
superfície em que o calor é distribuído, a relação entre o aumento da profundidade de corte
e da temperatura média na superfície primária de usinagem não é direta. A principal
explicação para o comportamento do gráfico da Figura 6.14 está relacionada ao aumento da
superfície de medição da temperatura, pois o instrumento indica a temperatura média de
uma região da peça contida em uma circunferência de diâmetro 2,1 mm. O aumento da
profundidade de corte faz com que superfície primária de usinagem ocupe uma região
proporcionalmente maior dentro do círculo em que são medidas as temperaturas.
Sandro Cardoso Santos
87
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Medição Utilizando Pós Químicos
Esta técnica permite visualizar a distribuição de temperaturas em uma seção da
ferramenta de corte, por meio da deposição de sais com ponto de fusão conhecidos, como
o NaCl, KCl, CdCl, PbCl2, AgCl e KNO3. A ferramenta de corte é dividida ao meio segundo
um plano perpendicular ao plano de referência e à aresta principal de corte (Kato et al.). O
desenho esquemático da montagem experimental é apresentado na Figura 6.9.
Peça
Superfície
dividida
Figura 6.9 – Representação esquemática do método de determinação da distribuição
de temperaturas com utilização de sais.
A ferramenta é dividida por meio de duas ferramentas semelhantes, que são usinadas
por abrasão até atingirem metade de sua largura original. As superfícies obtidas são
umedecidas com solução de silicato de sódio com o objetivo de facilitar a adesão do sal, que
é distribuído sobre a superfície. As duas partes são unidas e tem início a etapa de
usinagem, que tem duração suficiente para que o sistema entre em regime. As partes da
ferramenta são separadas e observam-se duas regiões uma em que o sal passou pelo
processo de fusão e outra em que ele permaneceu no estado sólido. O limite entre essas
duas regiões descreve uma isoterma em que a temperatura corresponde ao ponto de fusão
do sal. A repetição do procedimento com a utilização de sais de diferentes naturezas
permite determinar uma série de isotermas que correspondem à distribuição da temperatura
na superfície da ferramenta.
Método Utilizando a Deposição de Filmes PVD
Este método é possui muitas semelhanças com método que utiliza a deposição de
sais, descrito na seção anterior. A diferença e que em vez de sais são depositados filmes de
Sandro Cardoso Santos
88
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
materiais puros pelo processo de deposição física (PVD). Esse procedimento torna a
medição mais complexa, porém os filmes possuem topografia mais suave que os sais, o que
faz com que a área real de contato entre as metades da ferramenta seja maior e, com isso,
exercer menor influência na distribuição de temperatura. A fronteira entre as regiões de filme
fundido e não fundido é apresentada na Figura 7.10.
Zona de filme fundido
Zona de filme não fundido
Figura 7.10 Identificação das zonas de filme fundido e não fundido em ferramenta utilizada
no método dos filmes PVD para medição de temperatura (Kato et al., 1996).
Medição da Temperatura por meio da Técnica de Métodos Inversos
A técnica tem por objetivo estimar a temperatura em diferentes pontos da ferramenta,
a partir da temperatura medida com a utilização de termopares dispostos em posições
conhecidas da ferramenta (Melo, 1997).
Sandro Cardoso Santos
89
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO VII
MATERIAIS PARA FERRAMENTAS DE CORTE
A seleção do material de ferramenta a ser empregado é feita com base em uma série
de fatores. Abaixo são apresentados os critérios que Shaw (1984), Trent e Wright (1999),
Diniz et al. (1999), Marcondes (1999) e Machado e Da Silva (1999) consideram mais
relevantes:
Dureza do material a ser usinado;
Tipo de cavaco gerado pelo material a ser usinado;
Processo de usinagem, ou seja, corte interrompido (fresamento), corte
contínuo (torneamento), lubrificação do corte, tempo de ciclo, acabamento ou desbaste;
Condições da máquina em termos de rigidez (sem folgas/vibrações) ,
potência, controles durante o processo (in process), sistema de refrigeração das
ferramentas;
Forma e dimensão da ferramenta;
O custo do material da ferramenta é fundamental para a escolha do mesmo,
ou seja, sempre se buscará um material alternativo de menor custo;
Parâmetros de usinagens como velocidade e profundidade de corte e avanço;
Características finais do produto, tais como: qualidade superficial e
dimensional requerida.
Abaixo, são listadas as principais propriedades que o material da ferramenta deve
possuir, porém em função da aplicação uma ou mais propriedades devem se destacar em
relação às outras.
• Alta dureza (principalmente à quente);
• Tenacidade (suficiente para evitar falha por ruptura);
• Alta resistência ao desgaste;
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Alta resistência a compressão e ao cisalhamento;
• Boas
propriedades
mecânicas
e
térmicas,
isto
é
muito
importante
principalmente para a dureza a quente do material;
• Boa condutividade térmica;
• Baixo índice de expansão volumétrica;
• Alta resistência ao choque térmico;
• Alta resistência ao impacto;
• Ser inerte quimicamente.
Machado e Da Silva (1999), apresentam os materiais para ferramentas de corte
existentes hoje no mercado mundial em ordem cronológica, conforme esquematizado na
Figura 7.1. À medida que se desce na lista, ganha-se em dureza (ou resistência ao
Aumento da tenacidade
Aço CarbonoComum
Com elementos de ligas (V,Cr)
Aço Rápido
Aço Semi-Rápido (Baixo W)
Aço Rápido (com e sem revestimento)
Aço Super -Rápido (elevado teor de V)
Ligas Fundidas
Metal Duro (com e sem revestimentos)
Classes : P, M ,K, N, H, S
Cermets (com ou sem revestimento)
Cerâmicas (com ou sem revestimento)
Aumento da tenacidade
Aumento de dureza e resistência ao desgaste
desgaste) e perde-se em tenacidade, e vice-versa.
Ultraduros:
CBN-PCBN
Diamante Sintético (PCD)
Diamante Natural
Figura 7.1 – Quadro demonstrativo dos materiais para ferramentas.
Sandro Cardoso Santos
91
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O grande número de ferramentas existentes no mercado torna difícil a escolha e
aumenta a complexidade do processo de seleção. O projetista de ferramentas deve
considerar todas as propriedades já listadas, mas ele próprio deve destacar as propriedades
mais importantes de acordo com o tipo de aplicação. O material perfeito seria aquele que
tivesse a dureza do diamante natural, a tenacidade do aço-rápido e a inércia química da
alumina (Al2O3).
7.1 - Aços Carbono e Aços Liga (Ferraresi, 1977 e Machado e Da Silva, 1999)
Na primeira parte do século passado os aços comuns ao carbono e, mais tarde os
aços de baixa e média liga (que foram introduzidas por Müshet em 1868), eram os únicos
materiais de ferramentas disponíveis. Com o aparecimento de materiais mais resistentes,
logo foram substituídos, embora ainda hoje sejam utilizados em aplicações de baixíssimas
velocidade de corte, no ajuste de peças. O maior problema é que eles perdem a dureza
quanto aquecidos a temperaturas superiores à de revestimento (de 300o a 600o C).
7.2 - Aços-Rápidos (Ferraresi, 1977 e Machado e Da Silva, 1999)
O primeiro grande impulso causado nos materiais de ferramentas aconteceu na virada
do último século, quando Taylor e White desenvolveram o primeiro aço-rápido, contendo
0,67% C, 18,91% W, 5,47% Cr, 0,11% Mn, 0,29% V e apropriado tratamento térmico. Seu
surgimento revolucionou a prática de usinagem naquela época, dando um grande aumento
na produtividade. Exatamente por isso, estes aços levaram este nome. Hoje, comparando
com os materiais das ferramentas da chamada terceira geração, eles poderiam ser
chamados de “aços-devagar” ou “aços-molengões”. Na época, os aços carbono eram
aplicados na usinagem de aços mais “moles” e de outros não ferrosos, como o cobre e suas
ligas, à velocidades de corte não superiores a 5 m/min, enquanto os novos materiais
aumentaram essas velocidades para valores até 25 m/min.
Os HSS são aços de teores de carbono entre ~0,7 a 1,2 %C e altamente ligados. Os
principais elementos químicos, formadores de carbonetos são: W, Mo, V e Cr. Além destes,
o Co também é adicionado frequentemente. Os carbonetos formados são extremamente
duros o que confere ao aço elevadas resistências ao escoamento e à tração e além disso, a
desejada dureza a quente. Comercialmente encontra-se aços classificados segundo a sua
formulação básica: ao W, ao W-Co, ao Mo, ao Mo-Co e ao W-Mo-Co. Os aços
comercialmente disponíveis com teores de Co entre 8 e 12% são, para efeito de marketing
Sandro Cardoso Santos
92
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
denominados como aços de elevada dureza a quente, mas efeito similar pode ser obtido
com a adição de W e/ou V.
Com o passar dos anos, as propriedades destes materiais foram melhoradas,
chegando-se à perfeita combinação dos elementos de liga ao domínio do processo de
tratamento térmico. Normalmente esses materiais são especificados, pelas iniciais da
literatura inglesa por HSS (High Speed Steel).
A prática vem contrariando aqueles que acham que os aços-rápidos estão
ultrapassados. As qualidades deste grupo de materiais são tão grandes que mesmo hoje, já
há quase um século depois de descobertos, eles ainda sobrevivem no meio de vários outros
grupos com fantásticas propriedades.
As aplicações dos aço-rápidos são principalmente em brocas, fresas, cossinetes,
brochas, matrizes e até ferramentas de barras para aplicações em torneamentos de peças
de diâmetros reduzidos, cuja velocidade de corte conseguida é inferior à velocidade
econômica de corte dos materiais de ferramentas mais resistentes.
Encontra-se no mercado um variado grupo de aço-rápidos, com cada um tendo sua
aplicação ótima. Dois grandes avanços foram conseguidos nos anos 70 e merecem
destaque:
Ferramentas de Aço-Rápido Revestidas
São camadas de TiN, TiC, HfN ou Al2O3 aplicadas nas ferramentas pelos processos
CVD - Chemical Vapour Deposition e PVD - Physical Vapour Deposition. O processo CVD
exige que as ferramentas sejam aquecidas a temperaturas elevadas (próximas a 1000o C), o
que provoca alterações metalúrgicas nos aços rápidos, apesar de que se tem obtido algum
sucesso com TiN a temperaturas mais baixas. Por outro lado o processo PVD faz a
deposição da camada a temperaturas mais baixas (500o a 600o C e recentemente até
inferiores a 2000C), o que facilita a sua aplicação. Recentemente, surgiram os recobrimentos
de TiNAl, que vem apresentando bons resultados em brocas e fresas caracóis. A grande
vedete dos revestimentos surgiu comercialmente no início desta década, que é a aplicação
de multicamadas, micro ou nanométricas, principalmente de TiC e TiN, intercaladas e
sobrepostas. Esse novo conceito, em muitos casos mostrou se eficaz e noutros inúmeros, o
desempenho da ferramenta deixou a desejar, ou seja, esse é um conceito que promete, mas
acredita-se que a tecnologia de aplicação ainda carece de melhor desenvolvimento.
Sandro Cardoso Santos
93
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Ferramentas de Aço-Rápido Fabricadas pela Metalurgia do Pó (“Sinterizadas”)
São fabricadas pela metalurgia do pó, que tem a vantagem de possibilitar partículas de
carbonetos menores e mais dispersas na matriz, além de facultar a incorporação de um
número maior de elementos de liga (carbonetos) que o processo de fabricação
convencional. Hoje são encontradas no mercado fresas, brocas e outras ferramentas
fabricadas por este processo e são normalmente denominadas por HSS-PM (High Speed
Steel – Powder Metallurgy).
Os aços denominados como Semi-rápidos são os HSS com menores teores de
tungstênio. Isto ocorreu durante a Segunda Guerra Mundial em que temeu-se a escassez
desse elemento químico e o aço resultante apresentava propriedades mecânicas inferiores.
Já os aços Super Rápidos são os HSS com elevados teores de vanádio. Com isto,
obteve-se produtos com propriedades superiores o que o habilitou a usinar em condições de
corte maiores.
7.3 - Ligas Fundidas (Machado e Da Silva, 1999)
Elas formam um outro grupo de materiais de ferramentas de corte e surgiram mais ou
menos na mesma época dos aços-rápidos, mas tiveram grandes aplicações somente mais
tarde, durante a Segunda Guerra Mundial. São ferramentas a base de Co, contendo W e Cr
em solução sólida, e às vezes alguns carbonetos. Estas ligas são mais duras do que os
aços-rápidos e mantém esta dureza a temperaturas mais elevadas, e em decorrência disso
as velocidades de corte são maiores (em torno de 25%). Na realidade, a não ser em
aplicações muito especiais, as ligas fundidas estão caindo em desuso, tanto pela escassez
de matéria-prima (e aumento do preço) como também por haver no mercado materiais que
se comparam a elas e até as superam a custos menores.
7.4 - Ferramentas de Metal Duro
O Metal Duro apareceu na década de 20, na Alemanha, quando Schroter conseguiu
produzir em laboratório o WC em pó pela primeira vez. A mistura deste pó principalmente
com o cobalto, também em pó, trouxe ao mercado um dos mais fantásticos grupos de
materiais de ferramentas de corte “os Metais Duros”. Quando os alemães perceberam as
excelentes propriedades de dureza e resistência ao desgaste desse material, eles logo o
batizaram como “Widia” de (Wie diamond do alemão = como o diamante) e esse foi o
Sandro Cardoso Santos
94
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
segundo marco na evolução dos materiais para ferramentas de corte, após o surgimento do
aço rápido.
O grande sucesso do metal duro é o fato deles possuírem a combinação de
resistência ao desgaste, resistência mecânica e tenacidade em altos níveis.
Os metais duros são fabricados pela metalurgia do pó e utiliza partículas duras de
carbonetos de metais refratários finamente divididas, então são sinterizado com um ou mais
metais do grupo do ferro (ferro, níquel ou cobalto) formando assim, um corpo de alta dureza
e resistência a compressão. O metal aglomerante é na maioria das vezes o Cobalto. Uma
característica muito importante no metal duro é o tamanho de grão das partículas duras.
Partículas grandes produzem maior tenacidade, enquanto partículas pequenas auxiliam na
obtenção de um metal duro mais duro e resistente.
A primeira ferramenta de metal duro, desenvolvida na Alemanha, continha apenas
WC+Co e mostrou-se prodigioso na usinagem de Ferros Fundidos Cinzentos, mas
demonstrou baixa resistência a craterização quando usinando aços (Machado e Da Silva,
1999). Para superar este problema adicionou-se Tic, TaC e/ou NbC aos WC + Co reduzindo
conseqüentemente os problemas de craterização na usinagem de aços. As razões para isso
foram:
• O carboneto adicionado (titânio, tântalo e/ou nióbio) tem maiores durezas que
o WC e portanto, apresentam maiores resistências ao desgaste
• A solubilidade dos carbonetos adicionados no ferro é muito menor que o WC,
isto inibe a difusão, que é um mecanismo de desgaste comum a altas temperaturas.
• A estabilidade dos carbonetos adicionados é maior que os WC. Isto implica
em maiores dificuldades de dissolução e difusão desses elementos.
A fabricação do metal duro ocorre por meio da metalurgia do pó e pode ser resumida
da seguinte forma: O tungstênio na sua forma original encontrada na natureza é
transformado após uma série de reações químicas em tungstênio puro, este é então
misturado em carbono puro e levado a um forno a altas temperaturas (1375 º C a 1650 ºC)
para formar o WC (Marcondes, 1990). O tamanho de grão de carboneto de tungstênio obtido
é da ordem de 0,4 a 7 µm (Jack, 1987). Os carbonetos são então moídos e secados com
spray, esta moagem pode ocorrer depois da mistura com o cobalto, na proporção ideal de
cada classe, ou opcionalmente pode-se misturar o cobalto (na forma de pó finos) após a
moagem. A mistura é comprimida a frio em matrizes, geralmente usando uma adição de
Sandro Cardoso Santos
95
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
cera lubrificante para facilitar esta etapa. Esta cera será extraída do produto durante o
tratamento de sinterização. Após a prensagem, o produto já ganha formato final desejado,
apresentando uma porosidade da ordem de 50 % em volume, e pode ser manipulado. A
sinterização segue imediatamente esta etapa. É realizada a vácuo, em temperaturas da
ordem de 1500 º C, com a porosidade sendo reduzida para menos de 0,01 % (Jack, 1987).
Esta baixa porosidade é possível de ser obtida devido a fase líquida do metal ligante
presente. Após a sinterização o produto sofre uma redução de tamanho, que pode chegar
da ordem de 18 %. Antes de ser comercializado, normalmente, o produto é retificado, para
formatar as arestas. Observa-se que quando se trata de produtos da classe P ou M , há
também a adição de TiC TaC e/ou NbC.
A fabricação do metal duro está evoluindo e no início desta década surgiram
comercialmente os pós micrométricos, que proporcionaram a fabricação do metal duro com
microgrãos. Essa ferramenta ganhou em dureza, mas sem o comprometimento da
tenacidade, com ligeira queda na condutividade térmica e com isso, a resistência da
ferramenta foi melhorada e sem dúvida, os parâmetros de corte utilizados no processo
puderam ser aumentados.
A norma ISO classificou os Metais Duros em classe P, M, K, N, H e S, de acordo com
o material da peça a ser usinado:
•
Classe P: usinagem de aços;
•
Classe M: usinagem de aços inoxidáveis
•
Classe K: usinagem de ferro fundido;
•
Classe N: usinagem de alumínio;
•
Classe H: usinagem de aços endurecidos;
•
Classe S: usinagem de superligas;
Dentro destas classes temos outra divisão por números (ver Tabela 7.1).
Classe P
Essa classe é mais conhecida como classe dos aços ou cavaco longos as ferramentas
de Metal Duro desta classe possuem em sua matriz elevado teores de Carboneto de Titânio
(TiC), Carboneto de Tântalo (TaC) e/ou Carboneto de Nióbio (NbC). Estes carbonetos
Sandro Cardoso Santos
96
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
conferem ao Metal Duro elevada resistência ao desgaste e elevada dureza, isto permite a
usinagem de materiais que produzem cavacos mais longos os quais formam uma área de
contato (maior atrito)bem maior com a superfície de saída da ferramenta.
Classe M
É a classe intermediaria na matriz do metal duro existe o Carboneto de Titânio (TiC),
Carboneto de Tântalo (TaC) e/ou Carboneto de Nióbio (NbC) porem em teores menores do
que aqueles utilizados na classe P. normalmente é utilizada na usinagem de aços
inoxidáveis.
Tabela 7.1 - Classificação dos metais duros.
Designação
Dureza e Resistência
Tenacidade
P 01
P 10
P 20
P 30
P 40
P 50
M 10
M 20
M 30
M 40
K 01
K 05
K 10
K 20
K 30
K 40
Classe K
É também conhecida por classe dos ferros fundidos
mas também é utilizada na
usinagem dos aços temperados ,não ferrosos,plásticos e madeiras. Nesta classe o Metal
Duro é composto por WC+Co ,ou seja, carbonetos de tungstênio aglomerado pelo cobalto,
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97
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
esta classe não é muito resistente ao desgaste de cratera, portanto são usadas na
usinagem de materiais frágeis que geram cavacos curtos os quais provocam menor atrito
entre o cavaco e a região de saída da ferramenta.
As classes com maior teor de Cobalto como é a classe K, são mais empregadas nas
condições de usinagem de acabamento ou cortes interrompidos, pois estas criam tensões
mais elevadas na ferramenta exigindo assim maior tenacidade.
Ferramenta de Metal Duro com Revestimento
O revestimento de ferramentas de metal duro pode garantir uma performance bem
superior à ferramenta sem revestimento na usinagem de materiais ferrosos. Atualmente
80% das ferramentas de metal duro (Figura 7.2) utilizadas na industria possuem
revestimento. Normalmente o revestimento provoca uma coloração dourada na ferramenta
(se o revestimento for à base de TiN) enquanto as ferramentas sem recobrimento
normalmente se apresentam na cor cinza escuro.
O revestimento pode ser uma única camada de TiC, ou, mais comum, ser de triplo
revestimento de TiC, TiCN e TiN e TiC, AL2O3 e TiN, mas existe registro (Lindstron e
Johannesson, 1976 e Reiter e Kolaska, 1986, citado por Quinto et alli, 1988) de ferramentas
com até 12 camadas de diferentes revestimentos. Os fabricantes explicam que cada
camada tem a sua função específica e a associação de camadas permite oferecer um
produto com todas as vantagens possíveis de se obter com a técnica.
Figura 7.2 - Ferramentas de Metal Duro Revestidas.
O TiC é um revestimento que é muito utilizado como a primeira camada, pois este
garante uma coesão muito boa com o substrato. Além disso, o TiC é um dos revestimentos
mais duros atualmente utilizados, sua dureza é de HV3000, o que garante alta resistência ao
desgaste. Já a alumina (Al2O3) tem várias vantagens, as principais são a inércia química, a
dureza e portanto, resistência ao desgaste, e um fato ocorrente é a redução de sua
Sandro Cardoso Santos
98
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
condutividade térmica com o aumento da temperatura. Isto garante uma barreira térmica
interessante para a superfície da ferramenta. O TiN se apresenta, normalmente como a
camada externa, por proporcionar baixos coeficientes de atrito entre a ferramenta e o
cavaco, isto na usinagem dos metais ferrosos. Este material garante menores comprimentos
de contato cavaco-ferramenta devido a menor tendência de adesão dos ferrosos neste
material. No caso da usinagem dos não ferrosos, como o Al e Cu e suas ligas, fenômeno
inverso ocorre, devido à elevada afinidade química do Ti com esses metais e neste caso,
predomina-se a adesão e a difusão, o que reduz a vida das ferramentas.
Um outro revestimento que vem sendo usado ultimamente é o TiNAl ou (TiAl)N que é
um nitreto à base de Ti e Al. Este revestimento tem se mostrado excelente para a usinagem
de ferros fundidos.
A espessura total das camadas revestidas podem variar de 4 a 12 µm e camadas
muito espessas podem fragilizar a aresta.
Existem hoje no mercado ferramentas de metal duro revestidas com diamante
policristalino (PCD) obtidas pelo processo CVD - Deposição Química de Vapor (Clark e
Sem, 1998). Neste caso, com camada única, com espessuras maiores que as normais, mas
inferiores a 30 µm, elas são aplicadas em ferramentas positivas para desbaste de materiais
não ferrosos, como o alumínio, polímeros e compósitos.
7.4 – Ferramentas de Cermets
O Cermet é um produto com duas fases: metálica e cerâmica e por esta razão ele
situa-se, na classificação entre o Metal Duro e as Cerâmicas. A sua formulação básica é
constituída por TiC, TiN e Ni como aglomerante.
Devido a elevada quantidade de Ti na sua formulação, que apresenta grande afinidade
química com a maioria dos metais não ferrosos, este material tem o seu campo de aplicação
limitado à usinagem dos ferrosos. Outros fatores importantes são as suas propriedades
térmicas, indesejadas na usinagem: baixa condutividade térmica e grande coeficiente de
expansão volumétrica. Com isto, as elevadas temperaturas geradas na interface cavacoferramenta promovem grande expansão do material na região termicamente afetada. Os
ciclos inerentes ao processo, mesmo no corte contínuo, em que a ferramenta inicia o corte e
depois de determinado período ela sai, ocorre o fenômeno de “aquece-esfria” e
conseqüentemente “expande-retrai”, promovendo a falha da ferramenta, normalmente por
trincas originadas por fadiga de origem térmica. Isto faz com que ele seja utilizado em
Sandro Cardoso Santos
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Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
operações de acabamento e superacabamento de ferrosos, principalmente dos ferros
fundidos. Ou seja, nas condições em que a região aquecida da ferramenta é pequena,
devido à pequena área de contato cavaco ferramenta (baixos “f” e “ap”).
Recentemente estas ferramentas estão sendo recobertas com finas camadas de TiN e
em testes preliminares tem apresentado bons desempenhos em relação às sem
revestimentos.
7.5 - Ferramentas de Cerâmica
Os materiais de ferramentas de cerâmicas convencionais podem ser divididos entre
óxidos e nonóxidos. O primeiro grupo compreende a alumina (inclusive alumina reforçada
com zircônio), alumina mista e alumina reforçada com SiC (Whisker). A principal cerâmica
monóxida para ferramenta de corte é baseada em nitreto de silício, e suas propriedades
variam de acordo com o processo de manufatura do mercado.
Composição, Propriedades e Fabricação
A comparação entre metal duro e alguns materiais cerâmicos em relação ao
resistência mecânica tenacidade (ao corte interrompido), choque térmico (comportamento
no corte com refrigerante), afinidade química e dureza a quente (indicada por resistência ao
desgaste), pode-se dizer que enquanto os metais duros se mostram superior em relação
aos choques térmicos e mecânicos, as cerâmicas se mostram superiores quanto a afinidade
química e resistência ao desgaste (Abrão, 1995).
As cerâmicas de um modo geral, possuem algumas propriedades melhores e outras
piores que os cermets e os metais duros. Na Figura 7.3 mostra-se esquematicamente a
comparação das principais propriedades destas ferramentas de corte. O cermet sempre
ocupa uma posição intermediária entre o metal duro e a cerâmica, considerando qualquer
uma destas propriedades (Machado e da Silva, 1999).
Sandro Cardoso Santos
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 7.3 – Algumas Propriedades do Metal Duro, Cermet e Cerâmica (Smith,1989).
Cerâmica à Base de Al2O3
Podem ser puras ou com adições. As cerâmicas puras são ferramentas constituídas
basicamente de finos grãos de Al2O3 sinterizados. É comum adicionar MgO para inibir o
crescimento do grão. Outros constituintes, tais como oxido de cromo, titânio e níquel são as
vezes adicionados para aumentar a resistência mecânica. Estas ferramentas possuem um
alto grau de dureza, resistência ao desgaste e excelente estabilidade química, mas deixam
a desejar na tenacidade.
As primeiras ferramentas com adições apareceram nos anos 70, com altos
percentuais (podendo chegar a 30%) de ZrO2 e ou TiC principalmente, podendo ainda
conter TiN, TiO2 e WC. Estas adições conferem a matriz de Al2O3 um maior grau de
tenacidade para suportar maiores impacto e choques térmicos, inerente a certos processos
de corte.
A adição de TiC (cerâmica mista ou preta), além de melhorar ligeiramente a
tenacidade e a condutividade térmica, aumenta consideravelmente a dureza e a resistência
da ferramenta (Machado e Da Silva, 1999)
Outra introdução no mercado nos anos 80, que teve grande receptividade, é a
ferramenta de cerâmica, também a base de Al2O3, reforçada com SiC (Whiskers). Estes
carbonetos são adicionados em até 20% na alumina, na forma de longos cilindros, de 0,5 a
Sandro Cardoso Santos
101
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
6 µm de diâmetro e 10 a 80 µm de comprimento. A ferramenta resultante apresenta exelente
tenacidade, inclusive superior às demais cerâmicos (Smith, 1986).
Cerâmicas a Base de Si3N4
Hepworth (1991), relatou que existem duas características principais para distinguir
nitretos (e carbonetos) dos óxidos cerâmicos : primeiro os materiais crus requerem extensos
processos termoquímicos, assim, são mais caros : segundo eles são materiais covalentes
(não são como óxidos, ao qual são iônicos), seus comportamentos se caracterizam pela
orientação, ao qual confere alta dureza, resistência e tenacidade a temperaturas elevadas.
Cerâmicas a base de nitretos de silício, são usadas como ferramentas de corte devido ao
baixo coeficiente de expansão térmica, elas tem excelentes resistência ao choque térmico,
no entanto não e tão fácil sinterizar devido sua alta densidade.
Este grupo apareceu no mercado nos anos 80. Tratam-se de cristais de Si3N4 com
uma fase intergranular de SiO2 (cristais de vidro) que são sinterizados na presença de Al2O3,
Y2O3, MgO e outros. Com esses materiais tem-se conseguido excelentes resultados nas
usinagens das ligas de alumínio e ferro fundidos, entretanto devida a grande interações
químicas com o ferro e elevadas temperaturas, este grupo de material não tem tido sucesso
na usinagem de aços (Buljan e Sarin,1985). A condição de Al e O a aresta da ferramenta
reduziu as interações quimicas com o Fe, o que possibilitou as suas aplicações aos
ferrosos. A nova ferramenta gerada é comercializada com o nome de SIALON, originada
das letras originais dos principais elementos químicos presentes na liga (Si, Al, O e N).
As cerâmicas à base de nitreto de silício, possuem boa resistência ao desgaste, com
tenacidade superior as cerâmicas de base de Al2O3. Isto faz com que a aplicação destes
materiais chegue ao fresamento, o que há pouco tempo atrás (10 anos) era inadmissível
para as cerâmicas.
Aplicações e Dados Técnicos
Uma boa faixa de materiais e componentes podem ser usinados com ferramentas de
cerâmica. A Tabela 7.2 sintetiza as aplicações típicas seguindo da descrição das aplicações
para cada tipo particular de cerâmica.
As aplicações típicas de ferramentas de alumina/zircônio, inclui o torneamento de
ferros fundidos cinzento, nodulares e maleáveis (discos e tambores de freios, e cilindros)
com velocidades de corte acima de 900 m/min, onde a grande solução e a resistência ao
Sandro Cardoso Santos
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
desgaste da dupla Al2O3 e ZrO2. Ligas de carbono e aços ferramentas com dureza acima de
300HB (eixos e mandris para aplicação automotivas), podem também ser usinadas com
velocidades acima de 1080 m/min e faixa de avanços em torno de 0.25mm/rev.
Desgastes das ferramentas com base de alumina foi estudado por Tönshoff e Bartsch,
(1987), quando usinando aço Ck45N (equivalente AISI 1040), e por Kim e Durham (1991)
quando usinado aço AISI 1045 e AISI 4340. Os resultados indicaram que a natureza do
desgaste de flanco mudava consideravelmente com a composição química do aço, ao qual
em muitos casos apresentaram a formação de uma camada de óxido na ferramenta.
Estudos indicam que a cerâmica mista, com adição de TiN e TiC, são empregadas
para melhorar a resistência ao choque térmico com o aumento da condutibilidade térmica,
que dissipa melhor o calor gerado na interface, reduzindo os gradientes térmicos e
consequentemente a tensão termicamente induzida. Isto a habilita para o uso em altas
velocidades de corte, comparados com as ferramentas de cerâmica branca, com menor
risco de fraturas. A dureza a quente (em 100° C) é superior a da cerâmica pura, 800 contra
650 HV, conforme Grearson e Jack (1984). Aplicações típicas, incluem torneamento de ferro
fundido abaixo de 35 HRC e acabamento de aços endurecidos de 35 a 65 HRC, e o
fresamento de ferro fundido cinzento em componentes de máquinas e pequenas peças
automotivas.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Tabela 7.2 – Aplicações típicas de ferramentas de cerâmica convencional
(Kennametal, 1985)
Material da
Dureza
Operação
Material
Peça
Velocidade
Avanço
Profundi-
(mm/rev)
dade de
de Corte
(HBN)
da ferramenta
(m/min)
Corte (mm)
Aço
125-225
Acabamento
CC620
550 750
0.4
0.1-1.0
Torneamento
CC650
Desbaste
K090
65-145
0.08-0.35
0.08-1.5
Acabamento
CC620
800
0.1
0.1-1.0
Torneamento
CC650
460
0.4
Fresamento
SH1
200-700
0.008-0.15
Carbono
0.1
(0.20.5%C)
Aço
560-740
Ferramenta
Ferro
Torneamento
110-145
Fundido
Maleável
Ferro
250-280
0.1-0.5
Fundido
Faceamento
mm/z
Cinzento
Ligas a
200-450
Base de
Desbaste
Kyon
Torneamento
2000
90-215
0.1-0.24
1.5-6.3
Níquel
A aplicação de ferramentas de nitreto de silício, foi demostrada por Tonshoff e Bartsch
(1987) e Buljan e Wayne (1985). Eles mostraram que as ferramentas de nitreto de silício
podem ser empregadas com sucesso para usinagem com corte interrompido de aços AISI
1045 (167HB). Isto porque estas ferramentas não obtém a mesma faixa de temperatura do
que no corte continuo, minimizando no entanto o comportamento do desgaste,
principalmente provocado por difusão.
Assim como no caso do metal duro, as cerâmicas estão passando por uma grande
evolução tecnológica na sua fabricação. Desde 2002, estão em testes ferramentas
Sandro Cardoso Santos
104
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
fabricadas a partir de grãos da ordem de nanômetros, e essas ferramentas foram então
denominadas por “cerâmicas com nanogrãos”. Acredita-se que em pouco tempo esses
materiais já estarão totalmente difundidos em utilização pelo mundo afora.
7.6 - Materiais de Ferramentas Ultra-Duros
São denominados materiais ultra-duros ou super duros os materiais com dureza
superior a 3000 HV. Nesta categoria estão enquadrados o PCBN (Nitreto Cúbico de Boro
Policristalino) e o PCD (Diamante Sintético Policristalino). O surgimento destes materiais
para aplicações na usinagem é considerado o terceiro marco evolutivo no desenvolvimento
das ferramentas de corte.
O Nitreto Cúbico de Boro Policristalino – PCBN
O Nitreto Cubico de Boro é o próximo material mais duro depois do diamante. Ele foi
sintetizado pela primeira fez com sucesso em 1957 pela General Eletric Co. USA, seguindo
o desenvolvimento do diamante sintetizado. A fabricação do PCBN na combinação do boro
e nitrogênio formando a seguinte reação.
BCl3 + NH3
BN + 3HCl
Como o carbono, o nitreto de boro existe em três formas: hexagonal na forma de
grafite e na forma cúbica (CBN) também chamada hexagonal duro (wurtzite). Na Figura 7.4,
mostra-se as três possibilidades de arranjo dos átomos do nitreto de boro.
Nitrogênio
Boro
Figura 7.4 – Arranjo dos átomos do nitreto de boro (Heath,1986).
O pó de CBN é fabricado submetendo o Nitreto de Boro Hexagonal (HBN) à extremas
pressões e temperaturas. O pó obtido neste método e geralmente muito fino. A estrutura
hexagonal pode ser transformada em Wurtzite (WBN).
Sandro Cardoso Santos
105
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Portanto, como no diamante sinterizado, a adição de solventes catalisadores reduz a
faixa de temperatura e pressões necessárias para a transformação de
HBN para PCBN Valores típicos estão em torno de 6000 MPa e 1500 °C.
Tabuchi (1983), descreveu a tecnologia usada para obtenção de altas pressões e
temperaturas para a fabricação do CBN mostrado na Figura 7.5.
Figura 7.5 – Dispositivo para obtenção de altas pressões e temperatura para
transformação de HBN para CBN (De Vries, 1972)
Um segundo dispositivo que também é usado, chamado de presurizador cúbico é
mostrado na Figura 7.6. O pressurizador cúbico emprega seis punções para aplicar a
pressão simultaneamente, em todas as seis faces no cubo, do qual tem um tubo aquecido e
encapsula o HBN para a sinterização.
O PCBN que é comercializado no mercado pela GE, leva a marca registrada de
Borazon e é principalmente usado para produzir rebolos de Borazon. O PCBN produzido
pela De Beers, é chamado de Amber Boron Nitride (Amborite). Pontas únicas de
Policristalinos de Nitreto de Boro Cúbico (PCBN), são produzidos em blanks da mesma
forma dos PCBN, de modo a formar uma massa densa de policristalino
Sandro Cardoso Santos
106
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 7.6 – Presurizador cúbico (Abrão,1995).
O Amborite é formado por uma única camada solida de nitreto de boro cubico
policristalino. É um inserto intercambiável, pronto para utilização, ao contrário do PCD que
requer processos de brasagem e lapidação.
O Amborite possui uma alta condutibilidade térmica, transferindo rápida e
intensamente, o calor gerado na usinagem para o porta-ferramenta. O Amborite é capaz de
usinar materiais de alta dureza, a altas velocidades de corte e com grande economia.
Constituição
A constituição clássica da ferramenta de CBN ou PCBN é:
1)
Partículas de CBN;
2)
Partículas de material de segunda fase ou aglomerante;
3)
Substrato.
Podem ser utilizadas partículas de CBN de diversos tamanhos variando para cada
fornecedor, combinado, através da sinterização, a uma segunda gama de materiais
denominados aglomerantes ou materiais de segunda fase que também podem ser
encontrados em diversos tamanhos de grãos. Estas ferramentas podem ser encontradas
apenas com uma camada de 0,5 a 1,0 mm, que são brasadas geralmente num substrato de
Metal Duro (WC + Co), ou então, muito raramente como ferramentas totalmente sólidas.
Os materiais da segunda fase ou aglomerantes podem ser: Metal ou Cerâmico
Sandro Cardoso Santos
107
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A percentagem de CBN e o tamanho do grão é que irão caracterizar os tipos de
ferramentas de CBN, conforme apresentados nas Figuras 7.7 a 7.9.
Figura 7.7 – Ferramenta de PCBN integral (De Beers, 1999).
Figura 7.8 – Plaqueta de PCBN brasada sobre substrado de Metal Duro (De Beers,
1999).
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108
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 7.9 – Plaqueta de PCBN brasada sobre substrado de Metal Duro (De Beers,
1999).
Propriedades
Dentre as propriedades do CBN, algumas são muito vantajosas no que diz respeito à
sua utilização em ferramentas de usinagem, são elas:
Dureza: Possui altíssima dureza, somente superada pelo diamante, sendo
quase duas vezes a dureza da alumina.
Tenacidade: Sua tenacidade é similar ao material cerâmico baseado em
nitretos e cerca de duas vezes a da alumina.
Estabilidade Termoquímica: O CBN é quimicamente mais estável que o
diamante, podendo, portanto, usinar ligas ferrosas sem o problema de grande desgaste
por difusão. O CBN é estável até temperaturas da ordem de 1200°C.
Sandro Cardoso Santos
109
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
TIPOS
Quanto à Fixação e às Formas
Nas Figuras 7.10 e 7.11 mostram-se, respectivamente, os principais tipos de fixação
disponíveis e formas comercialmente disponíveis.
Figura 7.10 – Tipos de fixação.
Figura 7.11 – Formas de ferramentas disponíveis (De Beers, 1999).
Quanto à Aplicação
Existem diversos tipos de PCBN no mercado, cada fabricante usa diferentes materiais
e quantidades de aglomerantes e diferentes tamanhos e distribuição de partículas. Mas, de
Sandro Cardoso Santos
110
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
uma maneira geral, pode-se dividir os PCBN’s em duas categorias, segundo suas
aplicações:
1)
PCBN para usinagem em desbaste (ap entre 0,5 e 8,0mm)
2)
PCBN para usinagem em acabamento (ap menor que 0,5mm)
PCBN para Usinagem em Desbaste
Os PCBN’s para desbaste possuem maior concentração de Nitreto Cúbico de Boro
(90% em volume) o que aumenta a ligação cristal com cristal e faz sua tenacidade
aumentar. Além disto, devido ao alto teor de CBN, estes materiais são os que apresentam
maior dureza dentre os PCBN. Dada estas propriedades, estes PCBNs são muito eficientes
quando o mecanismo predominante de desgaste é a abrasão e/ou onde estão presentes
forças de corte muito altas ou corte interrompido.
PCBN para Usinagem em Acabamento
Os tipos de PCBN’s anteriores não se comportam tão bem quando se necessita de
algumas características químicas e térmicas. Por outro lado, ferramentas cerâmicas não
possuem tamanha tenacidade e dureza, mas tem resistências química e térmica excelentes.
Os PCBN’s próprios para acabamento são aqueles onde uma fase cerâmica é adicionada,
de tal maneira que as ferramentas resultantes possuem menor tenacidade e dureza, mas
melhor estabilidade química e térmica que os PCBN’s para desbaste, combinando as
propriedades das duas fases presentes (CBN e cerâmica). Em operações de acabamento
os cavacos produzidos são pequenos, devido aos pequenos avanços e profundidades de
usinagem. A pequena massa de cavaco gerada não é suficiente para levar embora todo o
calor gerado pelo corte e, por isso, a ferramenta atinge altas temperaturas, o que faz com
que propriedades como estabilidade térmica e química (para impedir a difusão que é
incentivada pela alta temperatura) sejam imprescindíveis. Embora menores, a tenacidade e
dureza ainda são suficientes para manter a integridade da aresta de corte, tornando possível
a obtenção de tolerâncias apertadas e bom acabamento superficial ao longo da vida da
ferramenta.
Aplicações
Aços Temperados;
Sandro Cardoso Santos
111
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Ferro fundido cinzento;
Ferro fundido branco;
Sinterizados;
Ligas para recobrimento de alta resistência;
Superligas.
Advertência
Em aços moles, que formam cavacos longos, o PCBN não se comporta bem devido à
excessiva craterização, mesmo em condições difíceis (corte interrompido, por exemplo). Em
geral, as aplicações onde o PCBN é utilizado são aquelas onde o diamante Policristalino
não pode ser usado e o metal duro não possui dureza suficiente para poder realizar a tarefa,
ou quando possui, a velocidade de corte que deve ser usada é muito menor que a que pode
ser usada com PCBN. O PCBN compete então com o processo de retificação (substituição
da retificação por torneamento, por exemplo) e, nos processos de fresamento, torneamento
e mandrilamento, com as ferramentas de material cerâmico.
A totalidade do mercado mundial para operações de acabamento com ferramentas de
PCBN, foi estimado em £60 milhões Esterlinas em 1994, ao qual 50% envolve a usinagem
de aços duros, (Kohno, 1994). O primeiro blanck de ferramenta de PCBN foi produzido pela
GE, nos meados de 1970, com a marca de BZN Compact™ e este produto é ainda
disponível no mercado com o nome de BZN-6000 ™, produzida sobre uma placa de metal
duro para dar maior tenacidade, com uma camada de 0,6 mm. Em 1977 a Sumitomo Eletric
desenvolveu o Sumiboron BN200™, sendo a primeira ferramenta de PCBN produzida no
Japão e em 1980 a De Beers lançou o Amborite™. Portanto, a faixas de PCBN, produzidas
e fabricadas, são limitadas a um pequeno número de companhias no mundo e existe um
grupo restrito de empresas que formam a rede mundial de fornecedores de PCBN. O PCBN
é fornecido principalmente pela De Beers Industrial Diamond Division, General Electric
Superabrasive e Sumitomo Electric Industries. Na Tabela 2.5 pode-se verificar as principais
classes de PCBN comercializadas no mundo (Abrão, 1995).
Sandro Cardoso Santos
112
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Quadro Comparativo entre os Fabricantes de PCBN
Os principais fabricantes de PCBN no mundo são:
1)
General Eletric Co.;
2)
De Beers Industrial Diamond Division;
Na Tabela 7.3 mostra-se a comparação entre esses fabricantes e as respectivas
composições químicas dos seus produtos.
Sandro Cardoso Santos
113
Wisley Falco Sales
80
50
DBC50
90
AMBORITE
DBC80
82
BZN-7000S
65
BZN-8100
65
93
BZN-6000
BZN-8200
QUANT. (%)
CLASSE
2,0
6,0
9,0
15,0
2,0
2,0
2,0
(µm)
TAM. GRÃO
114 Wisley Falco Sales
As Informações sobre o fabricante SUMITOMO não estão disponíveis.
Sandro Cardoso Santos
•
DE BEERS
GE
FABRICANTE
CBN
Cerâmica Ti/Al
Cerâmica Ti/Al
Cerâmica Al
Cerâmica
TiN
TiN
METAL
TE
AGLOMERAN
2750
-
-
3200
2600
2500
2800
(kg/mm2)
KNOOP
DUREZA
QUADRO COMPARATIVO: CARACTERÍSTICAS DE CADA CBN DE ACORDO COM SEU FABRICANTE
Tabela 7.3 – Tabela de comparação dos fabricantes de PCBN.
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Cuidados a Serem Tomados Quando se Utiliza Ferramentas de PCBN
1)
Materiais fáceis de serem cortados por outros materiais de ferramenta como
aços não endurecidos, não devem ser usinados com CBN;
2)
O sistema máquina-ferramenta-dispositivo de fixação-peça deve ser o mais
rígido possível;
3)
A geometria da ferramenta deve ser negativa (normalmente γ = -5°) para
garantir a resistência aos choques, com ângulo de folga α = 5 - 9° e o maior possível
ângulo lateral de posição (no mínimo 15°) para minimizar trincas na aresta;
4)
A aresta de corte deve ser chanfrada (chanfro de 0,1a 0,3mm x 15 a 25°) o
que direciona os esforços de corte para o centro da ferramenta e, assim, diminui a
possibilidade de quebra da aresta, conforme esquematizado na Figura 7.12.
Figura 7.12 – Detalhe do chanfro da aresta da ferramenta.
5)
Sempre que possível fluido de corte deve ser utilizado. Na usinagem do ferro
fundido cinzento, onde a utilização de óleo de corte não é recomendada, pode-se tentar
a utilização de ar comprimido.
6)
Ao especificar a compra de uma determinada classe de ferramenta, observar
que, não existe uma equivalência perfeita entre as classes dos diversos fabricantes,
portanto os parâmetros de corte e a expectativa de vida da ferramenta devem ser
reavaliados.
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
7)
O custo do inserto de PCBN é mais alto que o de material cerâmico, mas
devido à maior vida da ferramenta de PCBN, o custo do ferramental muitas vezes é
compensado não somente pelo maior número de peças usinadas por aresta de corte,
como também pela consequente diminuição do tempo em que a máquina permanece
parada para retirada da ferramenta gasta e a ajustam da nova.
b. Diamante Sintético Policristalino (Polycrystaline Compact Diamond - PCD).
O diamante é conhecido como o material mais duro que existe na natureza (Abrão,
1995 e Machado e Da Silva, 1999).
Os diamantes são uma forma cristalina de Carbono. Por muitos séculos e até hoje é
apreciado como a mais perfeita das pedras preciosas.
Os diamantes são encontrados em quase todos os grandes continentes. É um mineral
relativamente pesado, com uma densidade de 3.52 g/cm3 e portanto, tende a se acumular
em cacimbas, em leitos e margens de rios, principalmente em suas curvas. Os depósitos
desta natureza são chamados depósitos de aluvião e na realidade, foram os primeiros a ser
minerados e explorados.
Como ferramentas de corte temos:
•
Diamantes naturais (dureza acima de 8000 HV);
•
Diamantes sintéticos monocristalinos (dureza acima de 6000 HV);
•
Diamantes sintéticos policristalinos (Polycrystaline Compact Diamond -
PCD);
Obtenção
O diamante sintético é obtido sujeitando o carbono, na forma de grafite a temperaturas
e pressões extremamente altas. Como o grafite, os átomos de carbono estão arranjados na
forma hexagonal. Após o tratamento térmico ele se transforma em diamante, possuindo uma
estrutura cristalina cúbica de face centrada (CFC).
Sandro Cardoso Santos
116
Wisley Falco Sales
A transformação é muito difícil, envolvendo temperaturas da ordem de 2000°C a
pressões de 7GPa. Para tornar o processo mais econômico, o processo é realizado na
presença de um metal solvente (normalmente o Cobalto).
Síntese do Policristalino
Quando uma massa de partículas metálicas é aquecida ocorre a sinterização nas
pontas de contato entre partículas e superfícies adjacentes. O processo consiste em obter
uma uniforme distribuição dos constituintes em toda a massa. Numa prática similar, é
possível fazer cristais de Diamante sinterizem juntos de tal modo a gerar uma massa
policristalina.
Obtenção da Pastilha de PCD
As pastilhas e insertos de PCD são fabricados por processo de alta pressão e alta
temperatura e consiste em uma capa de PCD ligado integralmente a um substrato de
carbeto de tungstênio por meio de brasagem, conforme esquematizado na Figura 7.13.
Sandro Cardoso Santos
117
Wisley Falco Sales
Alta Pressão
Partículas de Diamante
Carbeto de Tungstênio
Alta Temperatura
Figura 7.13 – Esquema do processo físico de obtenção do diamante sintético.
Constituição
A composição química dos diversos PCD’s encontrados no mercado praticamente não
varia, mas suas propriedades variam com o tamanho das partículas de diamante do
material, que variam de 2 a 25 µm de diâmetro. Na Figura 7.14 mostra-se algumas
granulometrias comercialmente disponíveis.
Sandro Cardoso Santos
118
Wisley Falco Sales
a)
Grão Grosso (25 µm de diâmetro), b) Grão Médio (10 µm de diâmetro) e, c)
Grão Fino (2 µm de diâmetro).
Figura 7.14 - Tamanhos de grãos do diamante encontrados comercialmente.
Uma camada de PCD de aproximadamente 0,5 mm de espessura ou é aplicada
diretamente sobre uma pastilha de metal duro ou então é ligada ao metal duro por meio de
brasagem. A este conjunto de PCD e metal duro dá-se o nome de plaqueta. Normalmente o
comprimento da camada de diamante é de alguns milímetros, pouco maior que a
profundidade de usinagem que será utilizada, a fim de se economizar material.
Sandro Cardoso Santos
119
Wisley Falco Sales
Tipos - Quanto às Formas
Nas Figuras 7.15 a 7.17 mostram-se diversas formas comercialmente disponíveis do
PCD.
Figura 7.15 – Esquema de modos de utilização do PCD.
Figura 7.16 – Formas comercialmente disponíveis (De Beers, 1999).
Sandro Cardoso Santos
120
Wisley Falco Sales
Figura 7.17 – Produtos comercialmente disponíveis.
Propriedades
Dentre as propriedades do PCD, algumas são muito vantajosas na que diz respeito à
sua utilização em ferramentas de usinagem e outras limitam esta utilização. Dentre as
propriedades positivas, tem-se:
Condutividade: Alto valor de condutividade térmica (de 1 a 5 vezes o valor
do metal duro classe K) o que dificulta a formação de pontos quentes na ferramenta.
Dureza: Altíssima dureza (cerca de 4 vezes a do metal duro classe K e 3
vezes a da alumina).
Resistência ao Desgaste por Abrasão: Altíssima resistência ao desgaste
por abrasão.
Sandro Cardoso Santos
121
Wisley Falco Sales
Tenacidade: Sua tenacidade pode ser considerada alta se considerar-se sua
alta dureza (maior que a dos cerâmicos baseados em nitretos e menor que a do metal
duro).
Seleção do Grão de Diamante
Em geral, quanto maior for o tamanho do grão de diamante sinterizado maior será a
resistência ao desgaste. Por outro lado, quanto menor for o tamanho do grão, melhor será
qualidade da aresta de corte, conforme mostrado na Figura 7.18.
a) Grão Grosso (25 µm de diâmetro), b) Grão Médio (10 µm de diâmetro) e, c) Grão Fino (2
µm de diâmetro).
Figura 7.18 - Aspectos da superfície de saída para diversas granulometrias.
Outro ponto a ser observado é que não só o tamanho do grão influenciará no
comportamento de desgaste da ferramenta, mas também a configuração da união desses
grãos, conforme esquematizado na Figura 7.19.
Sandro Cardoso Santos
122
Wisley Falco Sales
Figura 7.19 – Possíveis tipos de ligações granulares.
Aplicações
Metais não Ferrosos
Alumínio e ligas de Al/Si;
Cobre e suas ligas;
Carbeto de Tungstênio;
Sinterizados não ferrosos.
Não Metálicos
Madeira natural e compostos de madeira;
Plásticos reforçados com fibras;
Cerâmicos;
Compostos de Grafite-epoxy;
Pedras Naturais;
Concreto.
Sandro Cardoso Santos
123
Wisley Falco Sales
Fabricantes
Na Tabela 7.4 são mostrados os principais fabricantes mundiais de PCD, as suas classes
e respectivos tamanhos de grãos.
Tabela 7.4 – Principais fabricantes, respectivas classes e tamanho de grão.
FABRICANTES
CLASSES
TAMANHO DO GRÃO
(µm)
Série 1500
25
Série 1300
5
Série 1600
4
Syndite 002
2
Syndite 010
10
Syndite 025
25
DA150
5
DA200
0,5
General Eletric Co.
De Beers Industrial Diamond
Division
Sumitomo Electric Carbide, Inc
Cuidados a Serem Tomados Quando se Utiliza Ferramentas de PCD
•
sistema máquina-ferramenta-dispositivo de fixação da peça deve ser o mais
rígido possível;
•
A máquina deve ter potência e velocidades compatíveis às exigências impostas;
•
Pode ser usada com ou sem refrigerante;
Sandro Cardoso Santos
124
Wisley Falco Sales
•
Usar pequeno ângulo da ponta sempre que possível e o ângulo de saída deve
ser positivo;
•
Nas aplicações de desbastes interrompidos afiar a ferramenta com um
“honeamento” suave (0,03mm);
•
Ao especificar a compra de uma determinada classe de ferramenta, observar se
existe uma equivalência perfeita entre as classes dos diversos fabricantes, caso contrário,
os parâmetros de corte e a expectativa de vida da ferramenta devem ser reavaliados.
•
Um grande problema para uma mais larga utilização do PCD na indústria é o seu
custo. Uma ferramenta de PCD simples custa cerca de 20 a 30 vezes mais que o metal
duro, enquanto que uma ferramenta de forma mais complexa custa de 50 a 150 vezes mais
que uma ferramenta equivalente de metal duro. Porém, deve-se levar em conta outros
fatores quando se pensa em custos, principalmente se tem-se uma produção com lotes
grandes. O primeiro fator é a qualidade da peça usinada que é muito boa, devido ao fato do
pequeno desgaste da ferramenta, o que gera boas tolerâncias e baixa rugosidade
superficial. Além disto, porque a vida da ferramenta é muito maior, economiza-se o tempo
de parada da máquina para retirada da ferramenta gasta e ajustagem da nova, fazendo com
que, muitas vezes, o custo por peça usinada seja menor quando e utiliza o PCD como
ferramenta.
Considerações sobre a Usinagem da Liga de Alumínio-Silício
A mais larga utilização do PCD na indústria manufatureira é na usinagem de ligas de
alumínio-silício, quando se deseja tolerâncias apertadas e ótimo acabamento superficial da
peça. Este tipo de liga tem substituído outros materiais (em especial o ferro fundido) em muitas
aplicações da indústria automobilística, com o fim de redução de peso do veículo. O alumínio
puro é um material de fácil usinagem, quando se pensa em termos de desgaste da ferramenta e
esforços de corte e seu corte tem sido realizado de maneira satisfatória pelo aço rápido e pelo
metal duro. Quando se pensa em termos de ligas alumínio silício, deve-se notar que o silício,
que se encontra dissolvido na matriz de alumínio da liga e também disperso no material
formando pontos de silício puro, é cerca de 6 a 7 vezes mais duro que o alumínio. Assim,
devido a estes pontos duros do material, sua usinagem se torna difícil com as ferramentas
tradicionais, fazendo com que a velocidade de corte tenha que cair bastante. Pontos duros na
Sandro Cardoso Santos
125
Wisley Falco Sales
peça não são problemas para o diamante dada a sua alta dureza. Outro fator que dificulta a
usinagem de qualquer liga de alumínio é sua tendência à geração da aresta postiça de corte.
Isto não acontece com o diamante, dado ao fato de que o alumínio não se solda facilmente no
PCD.
Sandro Cardoso Santos
126
Wisley Falco Sales
14,5
1600
400
13
85
580
5,5
0,34
850
n.a
17
37
250
12
40,3
Sandro Cardoso Santos
Densidade (g/cm3)
Dureza a RT (HV)
Dureza a 1.000°C(HV)
Tenacidade (Mpa m1/2)
Cond. Térmica (W/m °C)
Mod. Young’s 2
(kN/mm )
Coef. Expansão
Térmica
-6
(x 10 / K)
Custo Aprox.
por Aresta (£)
0,85wt%
C
4wt%Cr
5wt%Mo
6,5wt%
W
2wt%V
7,85
Composição
89,5wt%WC
10wt%Co
0,5wt%
Aço
Rápido
M2
Propriedades
Metal Duro
M20
0,46
8,5
380
8 – 10
1.9
650
1700
3,8 - 4,0
90-95%
Al2O3
5-10% ZrO2
Cerâmica
Branca
0,6
8
420
12 – 18
2
800
1900
4,3
1,25
3,2
300
23
6
900
1600
3,2
77% Si3N4
13% Al2O3
10% Y2O3
Nitreto de
Silício
Wisley Falco Sales
2,5
6,4
390
32
8
900
200
3,7
75% Al2O3
25% SiC
Whisker
Reforçada
127
Al2O3
30%Tic
5-10% ZrO2
Cerâmica
Mista
40 – 60
4,9
680
100
10
1800
4000
3,1
98% PCBN
2% AlB2/
AlN
PCBN
125 – 140
1,5 - 4,8
964
900
3.4
Na
10000
3,5
Diamante
Natural
Tabela 7.5 - Comparativo dos materiais como características mecânicas, propriedades físicas e custos (Abrão,1995).
30 - 50
3,8
841
560
7.9
Na
9000
3,4
PCD
2-8% Co
PCD
Após a leitura deste capítulo observa-se a grande variedade de materiais para
ferramentas disponíveis no mercado. À primeira vista pode-se imaginar que à medida que
se desce na lista de materiais isto se torna vantajoso. Mas deve-se lembrar que cada
material tem o seu nicho de mercado e a seleção do material “ideal” para a situação
específica depende de inúmeros fatores, como: material da peça, condições de corte,
tamanho do lote, processo de usinagem, rigidez da máquina-ferramenta, entre outros. De
nada vai adiantar se o PCBN ou o PCD for selecionado para operar numa máquina cheia de
folgas e consequentemente grandes vibrações. Concluindo, o caso específico da operação
deve ser incessantemente ponderado e a discutida relação custo/benefício jamais poderá
ser esquecida.
Sandro Cardoso Santos
128
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO VIII
REVESTIMENTOS PARA FERRAMENTAS DE CORTE
A deposição de revestimentos é um procedimento adotado com o objetivo de alterar
as propriedades de uma superfície. Entre as características modificadas por meio de
revestimentos pode-se destacar as propriedades óticas, magnéticas, eletrônicas, químicas,
resistência mecânica e de resistência ao desgaste (Hogmark et. al., 2000). O principal
campo de aplicação de revestimentos, com o objetivo de melhorar a resistência ao
desgaste, são as ferramentas (de usinagem, estampagem e moldes para injeção de
plásticos) e componentes de precisão (engrenagens, componentes de motores e
compressores) (fonte Balzers Balinit do Brasil Ltda). Esse capítulo destaca os revestimentos
utilizados com o objetivo de melhorar a resistência ao desgaste de ferramentas de corte,
mais especificamente de brocas helicoidais.
A deposição de revestimentos em ferramentas de corte tem como principal finalidade o
aumento da vida das ferramentas. Outros efeitos positivos, tais como o aumento da
velocidade de corte (e em conseqüência da produtividade), redução das forças de corte
(potência consumida) e redução da tendência à adesão podem ser obtidos (Hogmark et. al.,
2000).
A abordagem do assunto tem início com a apresentação de um breve histórico, que
aborda os principais aspectos evolutivos dos revestimentos, como o desenvolvimento de
diferentes tipos de revestimento e de técnicas de aplicação. É apresentada uma seção que
destaca o estudo das propriedades dos revestimentos responsáveis pelo seu desempenho.
São apresentados também alguns ensaios de laboratório desenvolvidos com o objetivo de
estudar o desempenho de revestimentos.
São apresentados resultados importantes de
trabalhos que estudaram o desempenho de revestimentos. O capítulo é finalizado com
algumas tendências para os revestimentos do futuro.
8.1 Breve histórico
As primeiras referências sobre a aplicação de revestimentos em peças e
componentes, com o objetivo de melhorar sua resistência ao desgaste datam da década de
1930, resultado dos esforços de fabricantes suíços que tinham como objetivo aumentar a
vida dos componentes de seus relógios (Suh, 1976).
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A deposição de revestimentos com o objetivo de melhorar o desempenho de
ferramentas de corte pode ser abordada no contexto da evolução dos materiais para
ferramentas de corte, a partir do desenvolvimento do metal duro, patenteado na década de
1930. As primeiras ferramentas de metal duro (WC e Co) apresentavam acentuada
tendência à formação do desgaste de cratera, problema que foi resolvido com a adição de
TiC, TaC e NbC ao metal duro. A adição de carbonetos, por outro lado, provocou redução
da tenacidade das ferramentas, o que tornou-as mais propensas a sofrer falha por quebra
ou lascamento. A busca por ferramentas de corte que reunissem boa tenacidade no núcleo
e elevada resistência ao desgaste na superfície resultou no desenvolvimento dos
revestimentos. As primeiras referências sobre o estudo dos revestimentos para ferramentas
de corte datam da segunda metade da década de 1960. Segundo Suh (1976) em 1966 foi
realizado um estudo sobre a possibilidade de se alterar as características da superfície do
metal duro por meio de reações de oxidação, o que resultou em um método de deposição
de metais como, o Hf, que participava da formação de carbonetos estáveis. Os materiais
para revestimentos investigados na época foram:
•
Óxido de Alumínio;
•
Nitreto de Titânio;
•
Carbonetos do grupo IV-B e V-B da tabela periódica;
•
Camada dupla de TiC e TiN;
•
Oxicarboneto de Titânio;
Trabalhos publicados na época mostraram que as ferramentas revestidas com HfC
tinham melhor desempenho quando comparadas a ferramentas revestidas com TiC, ZrC,
TaC e NbC (Suh, 1976).
Em 1969 foram colocadas no mercado as primeiras ferramentas revestidas com TiC,
desenvolvidas pela Sandvik (Suh, 1976 e Hatschek, 1983). Essas ferramentas
apresentaram excelentes resultados no que se refere à resistência ao desgaste abrasivo,
adesivo, oxidação e deformação plástica (Lee et al., 1974). O comportamento de
ferramentas revestidas com TiC mostrou-se dependente do processo de usinagem em que
eram empregadas. Segundo Hunt et. al. (1990) a produtividade chegou a atingir níveis de
duas a três vezes maiores, quando comparadas a ferramentas não revestidas, no processo
Sandro Cardoso Santos
130
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
de torneamento. No processo de fresamento, entretanto, as ferramentas revestidas com TiC
apresentava desempenho insatisfatório. Esse comportamento foi, a princípio, atribuído à
diferença de coeficiente de dilatação térmica em relação ao substrato, embora não
houvesse evidências suficientes para garantir que as propriedades térmicas seriam
responsáveis pela falha catastrófica das ferramentas. Foi constatado posteriormente
(Leverents, 1977) que, durante o processo de deposição do revestimento de TiC, ocorria a
formação da chamada camada “eta” (Co3W3C), na interface revestimento/substrato com
aproximadamente a mesma espessura da camada de revestimento. A elevada fragilidade
dessa camada seria responsável pela quebra da ferramenta.
Os problemas apresentados pelos revestimentos foram resolvidos por meio de
inovações nos materiais e nos processos de obtenção. O desenvolvimento dos
revestimentos nas décadas de 1970 e 1980 foi considerável, fato justificado pelo aumento
da produtividade, a melhoria da qualidade das superfícies das peças usinadas e o aumento
da vida das ferramentas obtido com a utilização de ferramentas revestidas.
Os processos de aplicação dos revestimentos são um importante aspecto na evolução
dos revestimentos para ferramentas de corte. A princípio as ferramentas eram revestidas
pelo processo de deposição química, conhecido como CVD (“chemical vapour deposition”).
No processo CVD, como a própria nomenclatura indica, a deposição dos revestimentos
ocorre por meio de reações químicas, que ocorrem em uma faixa de temperaturas entre 900
e 1100 ºC. O processo CVD apresenta duas variantes: o CVD a médias temperaturas (MTCVD) e a deposição CVD assistida por plasma (PA-CVD). No processo MT-CVD a
deposição é feita a partir da acetonitrila (CH3CN) em temperaturas entre 750 e 900 ºC. O
processo PA-CVD ocorre na faixa de temperaturas entre 600 e 900 º C e utiliza uma
descarga pulsada com o objetivo de catalisar a reação. A elevada faixa de temperaturas
utilizada no processo CVD original era responsável pelo surgimento da camada “eta” e
tornava-o não indicado para o revestimento de ferramentas de aço rápido, embora haja
referência de sua utilização (Sadahiro et. al., 1977).
Ao longo dos anos foram surgindo modificações no processo solucionando alguns
problemas apresentados pelo processo CVD. Hunt et. al. (1990) apresenta uma síntese dos
principais aspectos da evolução dos revestimentos para ferramentas de corte na década de
1980.
• Revestimentos multicamadas: formados por combinações de TiC, TiCN, TiN,
Al2O3 e ocasionalmente HfN que resultam em um revestimento de espessura total
Sandro Cardoso Santos
131
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
próxima a 10 µm. O desenvolvimento dos revestimentos multicamadas possibilitou o
aumento da vida e do campo de aplicação das ferramentas;
• Revestimentos multicamadas alternadas: esse processo surgido em meados
da década de 1980 consistiu na redução da espessura de cada camada sem alterar
a espessura final do revestimento, tendo como resultado a elevação da dureza
devida à redução do tamanho de grão dos revestimentos;
O processo de deposição física PVD (“physical vapour deposition”) surgiu na década
de 1970 com a deposição de TiN sobre ferramentas de aço-rápido. Na década de 1980 o
processo foi adaptado para revestir ferramentas de metal duro. A principal característica do
processo PVD é a faixa de temperatura, em torno de 500 ºC que traz benefícios como a
possibilidade de revestir substratos de aço-rápido, a prevenção da formação da fase “eta”, a
obtenção de revestimentos com granulometria mais fina e a possibilidade de revestir cantos
vivos. No processo PVD, a deposição ocorre por meio de vapores gerados no interior de
fornos a baixa pressão. A baixa pressão permite que, por meio de aquecimento, os materiais
sólidos que irão participar da formação dos revestimentos passem para o estado gasoso
sem passar pelo estado líquido. Os vapores, que formam o material do revestimento, são
obtidos a partir de gases reativos ou de materiais sólidos sublimados no interior do forno por
meio de descarga elétrica.
O processo PVD apresenta algumas variáveis, apresentadas a seguir:
“Sputtering”
Por esse processo o metal é sublimado no interior do forno. O processo permite a
sublimação de materiais com diferentes pontos de fusão. O princípio de funcionamento da
deposição PVD por “sputtering”. é mostrado de forma esquemática na Figura 8.1 mostra.
Sandro Cardoso Santos
132
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Gás inerte
Ar
Filamento para aquecimento
Gás reativo
substratos
Material do
revestimento
Bomba
de
vácuo
150 – 250 ºC
Figura 8.1 - Representação esquemática do processo de deposição PVD.
As peças ou componentes a serem revestidos são inspecionados e limpos antes de
serem conduzidos ao forno. O processo de deposição propriamente dito tem início com o
acionamento da bomba de vácuo, com o objetivo de eliminar contaminantes presentes na
atmosfera e baixar a pressão no interior do forno. A seguir o forno é aquecido e é injetado o
gás inerte que será ionizado, permitindo a “evaporação” do material sólido que irá compor o
revestimento. É formado o arco elétrico entre o filamento e a porção sólida do revestimento.
Em seguida o gás reativo é injetado no interior do forno, reage com os vapores presentes na
atmosfera do forno e é depositado sobre o substrato. O substrato é carregado eletricamente
com o objetivo de facilitar a deposição.
Evaporação por arco
Esse processo distinge-se por aplicar uma quantidade maior de energia. Uma
pequena região é “evaporada” por meio de aplicação de uma quantidade elevada de
energia. O plasma é gerado pelo material ionizado.
Feixe de elétrons de alta energia
Essa variante do processo tem a característica de oferecer a ionização do plasma
mais bem balanceada, o que possibilita um melhor controle do processo.
O resultado do processo de evolução descrito nessa seção foi desenvolvimento de
uma variedade de revestimentos disponíveis hoje. Na seção a seguir é feita a apresentação
dos revestimentos e suas principais características.
Sandro Cardoso Santos
133
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
8.2 Composição química dos revestimentos
Os principais tipos de revestimento disponíveis na atualidade são apresentados a
seguir:
A)
Revestimentos depositados pelo processo PVD:
• TiN;
• TiAlN;
• TiCN;
• WC/C;
• CrN;
• MoS2;
• DLC;
B)
Revestimentos depositados pelo processo CVD:
• Diamante;
• SiC;
• Al2O3;
• TiC;
• TiN.
As principais características dos revestimentos são apresentadas na Tabela 8.1.
O TiN apresenta a boa relação custo-benefício como principal aspecto positivo. É
indicado em casos em que peças de diferentes materiais são usinadas pela mesma
ferramenta.
Sandro Cardoso Santos
134
Wisley Falco Sales
1,5 – 3
3300
0,3
0,05
800
Aço-rápido e
metal duro
Sim
5X
Ferro fundido e
Al-Si
Torneamento e
furação
1,5 – 3
2200
0,4
0,07
600
Somente açorápido
Sim
5X
Universal
Universal
Custo/benefício
Espessura (µm)
Dureza (HV0,05)
Coeficiente de atrito contra o aço
Condutividade térmica (kW/mK)
Máxima temperatura de trabalho (ºC)
Remoção do revestimento
Novo revestimento
Aplicação de novo revestimento sem
remoção do antigo
Ideal para a usinagem dos materiais
Processo de usinagem
Especialidades
Resistência ao
impacto
Fresamento,
furação e
rosqueamento
Aço
Somente TiN
2X
4–8
3000
0,25
0,1
450
Não ***
Multi
Mínimo 7
Cinza-violeta
TiCN
PVD
450-500
Aço–rápido e
metal duro
Custo/benefício
resistência ao
impacto e corte a
seco
Universal
Universal
1 –5
3500
0,3
0,05
800
Aço-rápido e
metal duro
Sim
5X
Multi
Mínimo 42
Violeta-vermelho
Multicamadas
PVD
450-500
Aço–rápido e
metal duro
Torneamento e
furação
Grafite Al-Si
Não
-
3 - 10
10.000
2
600
Não
Mono
1
cinza
DLC
CVD
1000
Metal duro com
<6% Co
Furação,
rosqueamento,
alargamento e
fresamento
Prevenção da
aresta postiça de
corte e
resistência à
água e óleo
A, Al-Si e aço
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
Sim
5X
MoS2
PVD
100-150
Aço–rápido e
metal duro
cermet
Mono
1
Verde oliva
escuro
0,2 – 0,5
20 – 50
0,05 – 0,15
<0,1
800
Sim
* baixa adesividade da camada a baixas temperaturas de deposição; ** Al2O3 devido à oxidação; *** possível em laboratório.
Usinagem a seco
Mono
1 (2**)
Preto-violeta
Mono
1
Dourado
Estrutura
Número de camadas
Cor
TiAlN
PVD
350-(270*)
Aço –rápido e
metal duro
TiN
PVD
450-500
Aço –rápido e
metal duro
Revestimento
Processo de deposição
Temperatura de deposição (ºC)
Substrato
Tabela 8.1 – Principais características dos revestimentos (Cselle, 1998)
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O TiAlN é indicado para usinagem de materiais abrasivos, como o ferro fundido e as
ligas Al-Si. Sua elevada resistência ao calor torna-o adequado para a usinagem a seco. O
desempenho de brocas de metal duro com diferentes revestimentos na furação de ferro
Vida da Fe rrame nta Lf (m)
fundido cinzento é mostrado na Figura 8.2.
120
100
80
60
40
diâm etro = 8 m m
f = 0,25 m m / ver
GG25
l/d = 3
TiN
TiCN
TiAlN
20
0
Aço-rápido Vc = 40
m /m in
Metal duro Vc = 130
m /m in
Figura 8.2 - Comparação entre o desempenho de brocas de aço-rápido e metal duro
(K10) revestidas na furação do ferro fundido cinzento GG25 (Cselle, 1998).
A resistência ao desgaste do TiAlN deve-se ao fato de que, durante a usinagem,
ocorre uma reação de oxidação na superfície do revestimento, dando origem à alumina. O
resultado de um estudo comparativo de desempenho entre brocas de metal duro não
Com prim e nto usina do (m )
revestida e revestida com TiAlN é apresentado na Figura 8.3.
30
25
20
15
10
5
0
S em revestim ento
TiA lN
Figura 8.3 - Comparação de desempenho entre brocas de metal duro não revestida e
revestida com TiAlN na furação do ferro fundido GH 190 Vc = 110 m/min; f = 0,25 mm/volta;
l/d = 4,5; furo passante (Santos, 1999).
Sandro Cardoso Santos
136
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O TiCN apresenta bons resultados na usinagem de aços. Apresenta desempenho
satisfatório em substratos de aço-rápido e metal duro. Uma característica importante é a sua
estrutura multicamadas que evita que uma trinca formada na superfície se propague até o
substrato, situação ilustrada na Figura 8.4.
SUBSTRATO
TiCN
ATÉ 7 µm
TiAlN
MAX. 3 µm
FISSURAS
SUBSTRATO
Figura 8.4 - Esquema da propagação de trincas em revestimentos de TiCN e TiAlN
(Cselle, 1998).
A Figura 8.5 apresenta uma comparação de desempenho de brocas de metal duro e
aço-rápido com diferentes revestimentos na furação do aço 43CrMo4 (1000N/mm2). O
revestimento TiCN apresenta melhor desempenho tanto no substrato de aço-rápido quanto
no de metal duro, fato que pode ser justificado pela sua característica de não permitir a
propagação de trincas até o substrato. O TiN tem melhor desempenho que o TiAlN em
brocas de aço-rápido, comportamento que aparece invertido no caso das brocas de metal
duro. Esses resultados são explicados pela estrutura e pela fragilidade do TiAlN. O açorápido deforma-se com maior intensidade, o que faz com que surjam trincas no
revestimento, que se propagam rapidamente para o substrato. Como a deformação das
brocas de metal duro é menor, o TiAlN tem desempenho superior ao verificado para o TiN.
Um fator negativo do revestimento de TiCN é o fato de que a aplicação de um novo
revestimento após a reafiação ainda não é possível em escala comercial. Normalmente
deposita-se o TiN após a reafiação.
A evolução do desgaste na furação do aço 42CrMo4V com brocas de metal duro
revestidas com TiN, TiAlN e TiCN é mostrada na Figura 8.6. Nota-se que, no início da vida,
o TiAlN apresenta menor desgaste em relação ao TiCN, o que é explicado pelo fato de o
TiAlN não apresentar sinais de desgaste antes do surgimento de trincas. A partir do
surgimento das trincas, o desgaste do TiAlN tem o mesmo comportamento apresentado pelo
TiN.
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137
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Vida da ferramenta Lf
(m)
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
30
25
20
15
10
5
0
TiCN
TiN
TiAlN
15
20
25
30
35
Velocidade de Corte (m/min)
Brocas de aço-rápido
60
50
40
30
20
10
0
TiCN
TiN
150
140
130
120
110
100
90
80
TiAlN
70
Vida da ferramenta Lf
(m)
f = 0,09 mm/volta
Velocidade de corte (m/min)
Brocas de metal duro
f = 0,15 mm/volta
Figura 8.5 - Comparação de desempenho de brocas de aço-rápido e metal duro na
furação do aço 42CrMo4, diâmetro dos furos = 8 mm, l/d = 3 (Cselle, 1998).
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138
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VB (micrometros)
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
500
400
TiCN
300
TiN
200
TiAlN
100
0
0
10
20
30
40
50
60
Vida da ferramenta Lf (m)
Figura 8.6 - Comparação entre a resistência ao desgaste de brocas de metal duro com
diferentes revestimentos. vc = 70 m/min, f = 0,15 mm/volta, l/d = 3, d = 8 mm, material aço
42CrMo4 (Cselle, 1998).
O CrN apresenta bons resultados na usinagem de cobre nas operações de
torneamento, fresamento, furação, rosqueamento e alargamento.
O WC/C é um revestimento com características lubrificantes, especialmente indicado
para a furação e o rosqueamento de materiais que formam cavacos longos. É aplicado
sobre uma camada de TiAlN. Segundo informações obtidas junto a um fabricante, uma
broca revestida com WC/C aplicado sobre o TiAlN permite quase triplicar o número de furos
em relação ao obtido com uma ferramenta revestida com uma camada simples de TiAlN. O
WC/C permite, ainda a redução do torque na furação
Os chamados revestimentos multicamadas foram desenvolvidos com a finalidade de
reunir os aspectos positivos do TiN, TiCN e do TiAlN. São constituídos de até 25 camadas
que formam uma cobertura com espessura entre 1 e 4 µm (Balzers, 2000). A Figura 8.7
mostra a vida obtida na furação com brocas de metal duro revestidas com TiN, TiAlN e
revestimento multicamadas na furação de ferro fundido.
O MoS2 é aplicado sobre revestimentos com boa resistência ao desgaste. As
propriedades lubrificantes do MoS2 facilitam a remoção dos cavacos e contribuem para
evitar a formação da aresta postiça de corte, fatores que podem resultar em aumento da
produtividade. Segundo Cselle (1998), a aplicação de apenas MoS2 sobre brocas canhão
aumenta sua vida para 180 minutos, comparados à 60 minutos para a broca sem
revestimento.
Sandro Cardoso Santos
139
Wisley Falco Sales
V ida da fe rra m e nta Lf (m )
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
120
100
80
60
40
20
0
TiN
TiA lN
m ultic am adas
Figura 8.7 - Desempenho comparativo entre brocas revestidas com TiN, TiAlN e
revestimento multicamadas na furação do GG25; diâmetro 11,8 mm; l/d = 3 furo cego;
critério de fim de vida VB = 0,8 mm; Vc = 110m/min; f = 0,4 mm/volta (Cselle, 1998).
Um fator importante que deve ser levado em consideração antes de se optar por uma
ferramenta revestida é a necessidade da aplicação de um novo revestimento após a
reafiação. A aplicação de um novo revestimento aumenta o período de tempo entre o final
de vida da ferramenta até o momento em que ela retorna à linha de produção, o que implica
na necessidade de se manter em estoque um número maior de ferramentas. Resultados de
investigações mostram que ferramentas revestidas, que foram reafiadas e que não
receberam um novo revestimento apresentam desempenho próximo ao das ferramentas
novas e consideralvelmente superior ao das ferramentas não revestidas, como ilustram os
gráficos das Figuras 8.8 e 8.9.
Sandro Cardoso Santos
140
Wisley Falco Sales
Vida da ferramenta Lf(m)
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Diâmetro = 8,5 mm
Fluido de corte: 80
bar
Óleo integral
1400
1200
1000
800
Nova
600
Reafiada GGG40
Vc = 130 m/min
f = 0,15 mm/volta
l = 60 mm
AlSi
Vc = 177 m/min
f = 0,28 mm/volta
400
200
0
GGG40
AlSi12
Figura 8.8 - Comparação de vida entre ferramentas novas e reafiadas que não
V ida da fe rra m e nta Lf(m )
receberam novo revestimento na usinagem de materiais abrasivos (Cselle, 1998).
50
S em revestim ento
40
30
TiN
20
Reafiada sem
novo reves tim ento
10
0
K 40
P 40
P 25
Figura 8.9 - Efeito do revestimento na usinagem de aço 38MnV35; diâmetro = 12,6
mm; Vc = 78 m/min; f = 0,25 mm/volta; l = 13,5 mm. (Cselle, 1998).
O desempenho de ferramentas de aço-rápido revestidas com TiN novas e reafiadas na
furação do aço ABNT 1045 é mostrado na Figura 8.10.
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141
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V ida (núm e ro de furos)
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
500
400
300
Nova
200
Reafiada
100
0
Lote A Lote A Lote A Lote B Lote C
Figura 8.10 - Desempenho de brocas de aço-rápido revestidas com TiN novas e
reafiadas sem novo revestimento. Diâmetro = 6 mm; Vc = 30 m/min; f = 0,15 mm/volta; l =
15 mm; furos passantes (Santos et al., 2002).
Os resultados apresentados na Figura 8.10 mostram que das cinco ferramentas
testadas, três apresentaram maior vida após reafiadas. Segundo Kanai et al. (1979), a
grande dispersão dos resultados de ensaios de vida em brocas é atribuída à falta de
acuracidade na afiação. Esse mesmo argumento pode justificar os resultados apresentados
na Figura 8.9.
8.3 Propriedades dos Revestimentos
A seção anterior apresentou resultados que mostram o desempenho dos
revestimentos existentes no mercado. O melhor desempenho de um revestimento em
relação aos demais é atribuído a um conjunto de propriedades. O estudo dessas
propriedades envolve conhecimentos multidisciplinares e variáveis de comportamento
sistêmico, o que dificulta a sua compreensão.
Essa seção reúne resultados de pesquisas de diferentes áreas do conhecimento que
tratam do estudo das propriedades dos revestimentos.
Segundo Prengel et. al. (1998) e Sjöstrand et. al. (2001) as principais propriedades
dos revestimentos são:
•
Propriedades essenciais:
• Estabilidade química;
Sandro Cardoso Santos
142
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Dureza a quente;
• Boa adesividade com o substrato;
• Propriedades desejáveis:
• Espessura ótima;
• Tensões residuais de compressão;
•
Baixa condutividade térmica;
•
Baixa adesividade com o material da peça;
Estabilidade Química
A inércia química é uma propriedade importante pois indica a propensão de haver
difusão entre o material da peça e do revestimento na faixa de temperatura atingida na
usinagem. A grandeza que indica a estabilidade química é a energia livre de formação. Os
valores de energia livre de formação em função da temperatura de alguns revestimentos
depositados pelo processo CVD são mostrados na Figura 8.11.
0
Energia livre de formação (kW/g)
-10
WC
-20
-30
-40
TiC
-50
-60
-70
TiN
-80
-90
-100
-110
Al2O3
-120
0
500
1000
1500
2000
o
Temperatura ( C)
Figura 8.11 - Energia livre de formação de revestimentos depositados pelo processo
CVD (Hunt et al., 1990).
Sandro Cardoso Santos
143
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
De acordo com a Figura 8.11 os revestimentos de Al2O3, por apresentarem a menor
energia livre de formação, apresentam a maior estabilidade química.
Dos revestimentos depositados pelo processo PVD, o TiAlN apresenta maior
estabilidade em relação ao TiN e ao TiCN, fato que justifica o melhor desempenho do TiAlN
no corte em altas velocidades (Prengel et al., 1998).
A elevada estabilidade química dos revestimentos a base de diamante faz com que
estes sejam uma boa indicação para a usinagem de metais não ferrosos que possuem
segunda fase com características abrasivas (ligas AlSi) e não metais que não reagem com o
Carbono (compósitos e plásticos reforçados).
Dureza
Os revestimentos de dureza elevada e que a mantêm a altas temperaturas contribuem
para o aumento da resistência ao desgaste, o que reduz a tendência de surgimento do
desgaste abrasivo. A tendência de formação do desgaste de cratera, apesar de ocorrer
devido à reação triboquímica (difusão) é também reduzida quando se utiliza revestimentos
de elevada dureza.
Microestrutura e morfologia
O tipo e os parâmetros do processo de deposição do revestimento são determinantes
para a formação da microestrutura dos revestimentos (tamanho, estrutura e contorno do
grão). O revestimento TiN de granulometria fina, depositado pelo processo PVD,
tem
desempenho comparado ao TiN depositado pelo processo CVD, que possui maior dureza.
Os revestimentos PVD apresentam maior densidade de discordâncias em sua
estrutura cristalina, fato que, associado às tensões residuais de compressão, podem
contribuir para a elevação da dureza do revestimento.
Adesividade
No processo de deposição CVD a nucleação do revestimento se dá pelo processo de
interdifusão. O bombardeio de elétrons da deposição assistida por plasma gera defeitos na
estrutura cristalina do substrato, o que favorece a difusão do material do revestimento. Para
a aplicação de revestimentos de diamante, a remoção do cobalto da superfície é
Sandro Cardoso Santos
144
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
fundamental para a boa adesividade. Para isso faz-se um ataque e um tratamento térmico
da superfície antes da deposição do revestimento.
Condutividade térmica
Sjöstrand et. al. (2001) considera a baixa condutividade térmica do revestimento como
uma propriedade determinante para o bom desempenho dos revestimentos. Cselle (1998)
afirma que as propriedades termoisolantes dos revestimentos são determinantes para o
sucesso da usingem a seco e a usinagem a altas velocidades.
As elevadas temperaturas que surgem na interface cavaco-ferramenta são o fator
limitante da velocidade de corte adotada para um par ferramenta-peça. Ferramentas com
menor condutividade térmica tendem a receber uma quantidade menor do calor gerado na
zona de cisalhamento secundária, fazendo com que uma maior porção do calor gerado seja
transferido ao cavaco. Werthein et al. (1982), ao avaliar a relação entre as propriedades
térmicas e a resistência ao desgaste dos revestimentos TiN, TiC e Al2O3, depositados pelo
processo CVD,
concluiu que a maior resistência do Al2O3 a todos os mecanismos de
desgaste está relacionada com a sua inércia química e a menor condutividade térmica entre
os três revestimentos estudados. Tanaka (1980), ao investigar o desempenho de
ferramentas de cermet (TiC e TiN) revestidas com TiN, obteve uma boa co-relação entre o
desgaste de flanco e a condutividade térmica das ferramentas.
8.4 Ensaios de Laboratório para Caracterização de Revestimentos
Este tópico apresenta alguns ensaios de laboratório desenvolvidos com o objetivo de
caracterizar os revestimentos, com base na resistência ao desgaste, coeficiente de atrito,
carga normal crítica e espessura da camada.
Ensaio de Deslizamento Cilindros em Cruz
O ensaio de cilindros em cruz é constituído de dois cilindros, um deles revestidos,
com eixos dispostos em direções perpendiculares. Sobre eles é aplicada uma carga normal,
um deles realiza o movimento de rotação o outro movimenta-se na direção paralela ao eixo
do cilindro em movimento. O desenho esquemático da montagem do ensaio é mostrado na
Figura 8.13.
Sandro Cardoso Santos
145
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
CILINDRO NÃO
REVESTIDO
MOVIMENTO DE
ROTAÇÃO
CARGA NORMAL
CILINDRO
REVESTIDO
MOVIMENTO DE
TRANSLAÇÃO
Figura 8.13 - Montagem esquemática do ensaio de deslizamento cilindros em cruz.
Células de carga posicionadas nas direções dos eixos dos cilindros permitem o
controle da força normal e a determinação da força de atrito.
O ensaio permite determinar o coeficiente de atrito entre as superfícies, a taxa de
desgaste ou a profundidade máxima do desgaste e a carga normal crítica. As variáveis do
ensaio são a velocidade de deslizamento, a carga normal, as condições de lubrificação, os
materiais do corpo e contra-corpo e os revestimentos. O revestimento é sempre colocado
em contato com uma região nova do contra-corpo.
A potencialidade do ensaio pode ser exemplificada pelo trabalho de Larson et al.
(1991) que utilizou cilindros de aço rápido com 6 mm de diâmetro revestidos com TiN, TiAlN
e sem revestimento e um contra-corpo de aço liga. A força normal foi mantida constante. A
taxa de desgaste e o coeficiente de atrito foram determinados em função da velocidade e da
distância de deslizamento. Os resultados mostraram que a taxa de desgaste dos cilindros
revestidos foi praticamente nula nas duas situações, ao passo que o cilindro não revestido
apresentou aumento exponencial com a velocidade de deslizamento e queda exponencial
com a distância de deslizamento até estabilizar-se em um valor próximo a 1.10-15 m2/N. As
Figuras 8.14 e 8.15 mostram a variação do coeficiente de atrito em função da velocidade e
da distância de deslizamento, respectivamente.
Os gráficos mostram que os coeficientes de atrito obtidos para os cilindros revestidos
foram menores que os obtidos para o cilindro não revestido. O coeficiente de atrito dos
cilindros revestidos com TiN e TiAlN apresentaram valores próximos, exceto no ensaios
realizados a altas velocidades, onde o TiAlN apresenta desempenho ligeiramente superior,
fato que é atribuído à formação de uma camada fina de Al2O3 que retarda o início do
desgaste e pode ter ação lubrificante. O comportamento dos revestimentos em relação ao
Sandro Cardoso Santos
146
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
desgaste também não apresentou diferença significativa, o que pode ser explicado pelo fato
de os revestimentos de TiN e TiAlN não apresentarem diferenças significativas nos valores
de dureza a quente, uma vez que no caso dos revestimentos, a dureza e a resistência ao
Coe ficie nte de a trito
desgaste apresentam uma boa relação.
0,8
0,6
SR
0,4
TiN
0,2
TiA lN
0
30
60
90
V e locida de de de sliz a m e nto
(m /m in)
SR = cilindros sem revestimento
TiN = cilindros revestidos com TiN
TiAlN = cilindros revestidos com TiAlN
Figura 8.14 - Coeficiente de atrito em função da velocidade de deslizamento - distância
de deslizamento de 150m (Larson et al., 1991).
Sandro Cardoso Santos
147
Wisley Falco Sales
Coe ficie nte de a trito
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
0,8
0,6
SR
0,4
TiN
0,2
TiA lN
0
5
25
75
150
Distâ ncia de de sliz a m e nto (m )
SR = cilindros sem revestimento
TiN = cilindros revestidos com TiN
TiAlN = cilindros revestidos com TiAlN
Figura 8.15 - Coeficiente de atrito em função da distância de deslizamento - velocidade
de deslizamento de 60 m/min (Larson et. al., 1991).
Sato et. al. (1994) verificaram a influência da carga normal, da velocidade de
deslizamento e da natureza do contra-corpo nos resultados do ensaio. Foi determinada uma
carga normal crítica, a partir da qual ocorre adesão entre o corpo e o contra-corpo. A carga
normal crítica decresce com o aumento da velocidade de deslizamento, de modo diferente
para cada tipo de revestimento. Como de um modo geral o ensaio é utilizado para comparar
a resistência ao desgaste de diferentes revestimentos, é necessário definir um parâmetro
específico de comparação, uma vez que tanto a carga normal crítica quanto a máxima
distância de deslizamento dependem da espessura do revestimento. Um parâmetro que leva
em conta a espessura do revestimento foi definido como taxa de desgaste específica (λ),
definido com
λ = δ / PL
δ<B
(8.1)
onde:
δ é a profundidade do desgaste;
Sandro Cardoso Santos
148
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
P é a carga normal;
L é a distância de deslizamento;
B é a espessura do revestimento;
Os parâmetros para a determinação de λ são mostrados na Figura 8.16
B
δ
revestimento
substrato
Figura 8.16 - Representação esquemática da forma normal do desgaste no ensaio dos
cilindros em cruz (Sato et al., 1994).
Quando o valor de δ se iguala a B diz-se que λ representa o desgaste médio efetivo,
representado por λm.
λm = B / L0
(8.2)
λm representa a taxa média de desgaste do revestimento em todo o percurso efetivo
de deslizamento, ou seja, durante toda a distância de deslizamento percorrida até atingir o
substrato. O valor de λm depende do valor da força normal aplicada e da velocidade de
deslizamento (Sato et al., 1994).
Sandro Cardoso Santos
149
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Ensaio de Microabrasão por Impressão de Calota Esférica
O ensaio de microabrasão por impressão de calota esférica, também conhecido por
“calowear” é o resultado da evolução de uma série de ensaios de abrasão desenvolvidos a
partir da década de 1920 (Rutherford et. al., 1997).
O ensaio consiste em imprimir uma calota esférica sobre a superfície da amostra, por
meio de partículas abrasivas, dispersas em água e aplicadas entre a amostra e uma esfera
em rotação. O esquema da montagem do ensaio é mostrado na Figura 8.17.
O ensaio permite a determinação simultânea dos coeficientes de desgaste do
revestimento e do substrato, além de fornecer o valor da espessura do revestimento. O
equipamento permite o controle da carga normal aplicada e do número de rotações da
esfera.
Suporte para a amostra
Esfera
Motor elétrico
Vista frontal
Amostra
Célula de
carga
Vista lateral
Figura 8.17 - Esquema do ensaio de microabrasão.
Os coeficientes de desgaste do
revestimento e do substrato são calculados em
função da carga normal aplicada, da distância de deslisamento e dos diâmetros “a” e “b” das
impressões, mostrados na Figura 8.18. A espessura do revesimento é calculada em função
dos valores de a e b.
Sandro Cardoso Santos
150
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O desenvolvimento matemático resulta na expressão (Rutherford et. al., 1997), para
superfícies planas.
L.F
b4
=
ks – kc
πt
- πRt2
ks.kc
ks
b4
+
1
π
ks
64.R
(8.3)
Onde:
L = distância total de deslizamento (m);
F = carga normal (N);
b = diâmetro total da impressão (m);
t = espessura do revestimento (m);
R = raio da esfera rotativa (m);
ks = coeficiente de desgaste do substrato (m2/N);
kc = coeficiente de desgaste do revestimento (m2/N);
Substrato
a
b
Revestimento
Figura 8.18 - Desenho esquemático da vista superior das impressões na superície da
amostra.
Sandro Cardoso Santos
151
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Os resultados obtidos por Rutherford et al. (1996) em ensaios de caracterização de
revestimentos utilizados em insertos de metal duro no processo de fresamento são
mostrados na tabela 8.2.
Tabela 8.2 - Resultados dos ensaios de dureza, microabrasão e fresamento de
revestimentos depositados sobre o aço-rápido M2 (Rutherford et. al. 1996).
Coeficientes de desgaste
Revestimento
Deposição
Espessura
Dureza
(µm)
HV0,1
(x10-12 m2/N)
VB
(µm/passe)
Kc
Ks
1. TiCN
Evap. Térm.
2,1
1950
0,23
0,97
4,3
2. TiN
Evap. Térm.
2,0
1470
1,78
0,85
36,4
3. TiCN
“Sputtering”
3,2
1800
0,73
0,94
16,8
4. CrN
“Sputtering”
3,1
1200
1,14
0,84
15,6
5. TiAlN
“Sputtering”
2,6
1670
0,52
0,99
15,6
-
970
-
0,97
125
HSS - M2
A relação entre o coeficiente de desgaste dos revestimentos e suas respectivas taxas
de desgaste é mostrada na Figura 8.19, de acordo com a Tabela 8.2.
Sandro Cardoso Santos
152
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
VB (µm/passe)
2
1,5
1
0,5
0
1. TiCN
2. TiN
3. TiCN
4. CrN
5. TiAlN
1. TiCN
2. TiN
3. TiCN
4. CrN
5. TiAlN
Kc (x 10-12 m2/N)
40
30
20
10
0
Figura 8.19 - Gráficos comparativos do coeficiente de desgaste e da taxa de desgaste
dos revestimentos (Rutherford et al., 1996).
Com base nos gráficos da Figura 8.19 pode-se concluir que, para o fresamento, existe
uma boa co-relação entre os coeficientes de desgaste medidos pelo ensaio de microabrasão
e as taxas de desgaste das ferramentas.
As variáveis do ensaio de microabrasão são a carga aplicada sobre a amostra, a
fração volumétrica de abrasivo em mistura com a água, tipo e tamanho de grão do abrasivo
e a rotação da esfera. A variação dessas grandezas, principalmente a fração de abrasivo, e
a carga sobre a amostra, permitem a alteração do mecanismo de desgaste predominante.
Trezona et al. (1999) observou a mudança do mecanismo de desgaste abrasivo a três
corpos para desgaste abrasivo a dois corpos por meio da elevação da carga aplicada e da
redução da fração volumétrica de abrasivo.
Sandro Cardoso Santos
153
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Ensaios para verificar a adesividade dos revestimentos
O procedimento adotado para a determinação da adesividade do revestimento ao
substrato é a identação com penetrador Rockwell. Esse procedimento permite apenas uma
análise qualitativa, baseada em critérios subjetivos. A Figura 8.20 mostra exemplos de
avaliação da adesividade de revestimentos.
BOA
Cone de
diamante
Revestimento
PVD
Substrato
Identação HRC
RUIM
Figura 8.20 - Identação com penetrador HRC para determinação da adesividade dos
revestimentos.
A avaliação da adesividade de revestimentos necessita do desenvolvimento de uma
metodologia que permita quantificar os resultados. A forma como ela é feita não estabelece
o critério de transição entre uma adesividade considerada boa para uma adesividade ruim.
8.5 Perspectivas para o Futuro
Segundo Hogmark et al. (2000) a evolução dos revestimentos deve se dar no campo
de desenvolvimento de novos materiais e novas estruturas de camadas.
Novos materiais
Deve ocorrer aumento do campo de aplicação dos revestimentos diamantados, que
hoje apresentam bons resultados na usinagem de alumínio. As características que tornam
esse material promissor são:
Sandro Cardoso Santos
154
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
•
Elevada dureza e resistência ao desgaste;
•
Baixo coeficiente de atrito;
•
Elevada condutividade térmica;
•
Não é agressivo ao meio ambiente;
O Al2O3 atualmente não pode ser depositado pelo processo PVD. O desenvolvimento
da técnica de deposição física para esse tipo de revestimento aumentará o seu campo de
aplicação, uma vez que o Al2O3 possui propriedades (inércia química, condutividade térmica,
resistência ao desgaste, etc.) que o qualificam como um dos melhores materiais para
revestimentos.
O CBN, material que possui a segunda maior dureza entre os materiais conhecidos
(em torno de 5200 HV) possui futuro promissor na aplicação como revestimento.
Os compostos CxNy têm a característica de apresentar dureza relativamente elevada
associada à elevada elasticidade. Tais compostos possuem estrutura semelhante à do
diamante e são estáveis a temperaturas inferiores a 600 ºC. Acima dessa temperatura
ocorre perda do Nitrogênio.
Os chamados revestimentos “duplex” podem também ter seu campo de aplicação
ampliado pelo fato de que a deposição de uma camada intermediária pode garantir o
suporte mecânico, no caso de o substrato for um material relativamente macio.
Os revestimentos multicamadas, que apresentam estruturas periodicamente repetidas,
formadas por dois ou mais materiais, apresentam dureza superior à dos seus componentes
isolados. Sua estrutura lamelar obstrui a propagação de trincas. Apresentam grande
potencial de evolução, seja por meio da aplicação de diferentes materiais ou por meio de
alteração da espessura de cada camada individual.
Os revestimentos multicamadas com estrutura cristalinas similares tendem a formar
cristais colunares que se estendem através de toda a espessura do revestimento, desde que
as camadas sejam suficientemente finas, normalmente entre 5 e 25 nm. Esses são os
chamados revestimentos “supermulticamadas”.
Um dos primeiros exemplos desses
revestimentos é o TiN-VN e o TiN-NbN que, segundo vários autores apresentam elevados
valores de dureza e tenacidade. Estruturas com TiN e TaN apresentam bons resultados na
usinagem de aços inoxidáveis. Acredita-se que isso ocorra devido à excelente tenacidade
associada a uma baixa afinidade do TaN com o material da peça.
Sandro Cardoso Santos
155
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O campo de tensões, a dureza e a tenacidade de materiais policristalinos são, de
modo geral, melhorados com o decréscimo do tamanho de grão (relação de Hall-Pectch).
Fenômeno similar parece ocorrer para revestimentos finos, com tamanho de grão inferior a 1
nm, os chamados revestimentos nanocristalinos. Além de melhores propriedades mecânicas
os revestimentos nanocristalinos podem apresentar maior expansão térmica, menor
condutividade térmica e melhores propriedades óticas, magnéticas e eletrônicas.
Os chamados revestimentos multicomponentes são formados por dois ou mais
constituintes em forma de grãos, partículas ou fibras. Apesar de muitos revestimentos de
camada única apresentarem estruturas multicomponentes a sua influência ainda é pouco
conhecida.
8.6 Avaliação do desempenho de ferramentas revestidas
A composição química do revestimento não é o único fator determinante do
desempenho de ferramentas de corte revestidas. A espessura da camada e a estrutura do
revestimento (monocamada, multicamadas, espessura de cada subcamada, etc.) também
têm grande influência na vida das ferramentas revestidas. A seguir são apresentados
exemplos práticos de investigações que demonstram essas afirmações.
Como exemplos da influência da espessura da camada de revestimento sobre o
desempenho de ferramentas revestidas são apresentados nas Figuras 8.21 e 8.22
resultados de ensaios de vida de brocas helicoidais de aço-rápido e metal duro. Na figura
8.21 são mostrados resultados de ensaios de vida, expressos em número de furos usinados
antes de as ferramentas chegarem ao final de vida.
200
NÚMERO DE FUROS
NÚMERO DE FUROS
200
150
100
50
0
SR
T iN
T iC N
W C /C
150
100
50
0
SR
MC
REV ESTIMENTO
T iN
T iAlN
MoS2
MC
REV ESTIMENTO
Brocas de aço-rápido
Brocas de metal duro
Figura 8.21 – Vida de brocas de aço rápido e metal duro na usinagem de ferro fundido
cinzento.
Observa-se que as brocas de aço rápido revestidas com TiN,
WC/C e com
revestimento multicamadas (MC) apresentaram desempenhos semelhante. O mesmo foi
Sandro Cardoso Santos
156
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
verificado na comparação dos resultados obtidos para as ferramentas de metal duro
revestidas com TiN, TiAlN e revestimento multicamadas. Esses resultados permitem
determinar quais ferramentas de corte apresentam melhor desempenho, porém não
possibilitam afirmar qual dos revestimentos apresenta maior resistência ao desgaste. Para
avaliar a resistência ao desgaste dos revestimentos é necessário estabelecer uma relação
entre a vida da ferramenta e a espessura da camada de revestimento. Na figura 8.22 são
mostrados resultados que expressam o desempenho dos revestimentos com base no
número de furos usinados por micrometro de espessura do revestimento. A espessura dos
revestimentos foi obtida por meio do ensaio de microabrasão por impressão de calota
esférica, apresentado na seção 8.4.
µm de revestimento
350
80
60
40
20
0
TiN
TiCN
WC/C
MC
N.º de furos /
N.º de furos /
µm de revestimento
100
Brocas de aço-rápido
300
250
200
150
100
50
0
TiN
TiCN
WC/C
MC
Brocas de metal duro
Figura 8.22 – Relação entre número de furos usinados/µm de espessura de
revestimento de brocas de aço rápido e metal duro na usinagem de ferro fundido cinzento.
Os valores apresentados na Figura 8.22 permitem constatar que o revestimento
multicamadas, representado pela sigla MC, foi o que possibilitou a maior relação ente vida
de ferramenta e a espessura do revestimento, tanto na furação com brocas de aço-rápido
quanto com brocas de metal duro. Esses resultados demonstram que o revestimento
multicamadas apresentou melhor resistência ao desgaste em relação aos demais.
A estrutura dos revestimentos é outro fator que influencia o desempenho das
ferramentas revestidas. Os resultados apresentados na Figura 8.23, obtidos em ensaios de
vida de fresas-caracol na fabricação de engrenagens de aço, permitem ilustrar essa
afirmação. As fresas-caracol utilizadas nos ensaios são fabricadas em aço-rápido e,
segundo as propriedades dos revestimentos apresentadas na Seção 8.2, o TiAlN não
apresentaria bom desempenho se depositado sobre ferramentas de aço-rápido, devido à
sua pequena capacidade de resistir a deformações. Porém, de acordo com os resultados
apresentados na Figura 8.23, o TiAlN foi o revestimento que apresentou melhor
desempenho.
Sandro Cardoso Santos
157
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
0,80
0,35
0,30
0,60
Desgaste de flanco VB Bmáx (mm)
Comprimento da cratera (mm)
0,70
0,50
0,40
0,30
0,20
TiAlN
TiAlN afiado
TiN
0,10
TiCN + TiN
0,00
0
100
200
300
400
500
0,25
0,20
0,15
0,10
TiAlN
TiAlN afiado
TiN
TiCN + TiN
0,05
0,00
600
0
100
200
300
400
500
600
Número de peça produzidas
Número de peças produzidas
Figura 8.23. Curvas de evolução do desgaste de fresas-caracol na usinagem de
engrenagens de aço (Ornellas, 2004).
O melhor desempenho do TiAlN na operação é creditado à estrutura em camadas
múltiplas do revestimento, cujo efeito é a maior resistência ao desgaste.
Com base nos resultados apresentados, pode-se concluir que as principais
características que influenciam o desempenho de ferramentas revestidas são:
•
Composição química do revestimento;
•
Espessura total da cobertura;
•
Estrutura do revestimento.
Não se pode deixar de levar em conta, ainda, o custo do revestimento,
principalmente quando se trata de ferramentas que são reafiadas e novamente revestidas,
como as fresas-caracol do exemplo anterior, pois o trabalho com essas ferramentas é
caracterizado pelo ciclo de afiação e deposição do revestimento. Como a deposição do
revestimento, via de regra, não é realizada nas instalações da fábrica, o intervalo de tempo
entre o envio da ferramenta e o seu retorno deve ser considerado nos cálculos dos custos
de fabricação.
Sandro Cardoso Santos
158
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO IX
AVARIAS, DESGASTE E MECANISMOS DE DESGASTE DA FERRAMENTA
9.1 Avarias nas Ferramentas de Corte
As
ferramentas
de
corte
usadas
no
corte
interrompido
(fresamento)
são
freqüentemente rejeitadas por lascamento, trincamento ou quebras. Neste tipo de operação
o desenvolvimento do desgaste uniforme, na superfície de folga ou saída, será dominante
apenas se a ferramenta de corte possuir tenacidade suficiente para resistir aos choques
mecânicos e térmicos inerentes a tais processos. No corte interrompido, uma aresta de corte
pode sofrer avarias na entrada, no meio ou na saída do corte, durante um ciclo ou revolução
da ferramenta.
A influência da temperatura de corte no tipo de falha da ferramenta de corte é bem
conhecido. As temperaturas num corte interrompido flutuam ciclicamente, aumentando
durante o tempo ativo, diminuindo durante o tempo inativo. As condições térmicas das
ferramentas de corte utilizadas em cortes interrompidos têm sido investigadas por vários
pesquisadores (Bathia et alli, 1986 e Palmai, 1987). A variação cíclica desta temperatura é
ilustrada na Figura 9.1. Nesta Figura a curva (a) representa o corte contínuo, em que a
temperatura sobe rapidamente entrando em regime, a curva (b) mostra como o resfriamento
ocorre cessado o corte, enquanto que a curva (c) é a resultante no corte interrompido, onde
durante o ciclo ativo, há geração de calor, aumentando a temperatura da ferramenta,
seguido do ciclo inativo, resfriando-a. Com isto a temperatura flutua ciclicamente.
Figura 9.1 - Variação cíclica da temperatura de corte no processo de corte
interrompido (Palmai, 1987).
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Resultados destas investigações mostraram que a distribuição de temperatura
depende das condições de corte (principalmente velocidade de corte, avanço e relação
entre o tempo ativo e inativo de um ciclo), do material da ferramenta de corte e do material
da peça.
A flutuação cíclica da temperatura na interface cavaco-ferramenta leva a uma
modificação, também cíclica, da distribuição da tensão na região de corte da ferramenta, o
que pode provocar a formação de trincas térmicas, conforme apresentado na Figura 9.2.
Figura 9.2 - Distribuição da temperatura e de tensões em pastilhas de metal duro, no
corte interrompido (Ferraresi, 1977).
Ferraresi (1977) explica isto da seguinte maneira: “... a Figura 9.2“a” mostra a curva de
distribuição de temperatura em relação à profundidade “X”, a partir do ponto de contato
cavaco-ferramenta. A camada superficial, a uma temperatura bastante alta se dilata. Porém
as camadas subsequentes a temperaturas inferiores, terão uma dilatação bem menor. Como
consequência, tais camadas impedirão o processamento de uma dilatação muito maior na
camada superficial (camada de contato cavaco-ferramenta) gerando tensões de
compressão (Figura 9.2“b”). Em conseqüência disto, haverá tensões de tração a uma certa
distância da superfície de contato. Num instante de tempo seguinte, com a variação da
temperatura de corte, isto é, com o resfriamento da camada de contato (devido ao tempo
inativo), essa camada estará submetida à tração, enquanto que as camadas subsequentes
passarão a ser solicitadas à compressão (Figura 9.2 “c” e “d”).
Recentemente, Wang et alli (1996) apresentaram um estudo teórico e experimental
sobre a temperatura da ferramenta e o desenvolvimento de trincas no fresamento e,
concluíram que a queda de temperatura na superfície da ferramenta durante o ciclo inativo
pode ser desconsiderada. Segundo eles as tensões diminuem gradualmente dentro da
ferramenta após ela sair do movimento de corte e perder contato com a peça. As trincas
Sandro Cardoso Santos
160
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
térmicas não ocorrem nesse período. O ciclo de entrada e saída de calor é o responsável
pelas trincas e fadigas de origem térmicas.
Além da ação cíclica do corte interrompido, este fenômeno pode ser provocado por
variação da temperatura causado por acesso irregular do refrigerante de corte (Ferraresi,
1977). Essa flutuação cíclica de tensão promoverá o aparecimento de trincas por fadiga nas
ferramentas de metal duro (as ferramentas de aço rápido têm tenacidade suficiente para
suportarem as variações de tensões sem nucleação de trincas). Essas trincas, que são de
origem térmica, levarão ao desenvolvimento do que se conhece por “sulcos desenvolvidos
em forma de pente”, ilustrado na Figura 9.3.
Pesquisadores como Kakino et alli (1984) e Chandraserkaram (1985), têm se dedicado
ao estudo da origem destas trincas. Eles concluíram que elas se tornam a maior causa de
falhas na ferramenta, em velocidades de corte elevadas. Já a velocidades de corte baixas,
as trincas de origem mecânica são as principais responsáveis pelas falhas das ferramentas
de corte.
Figura 9.3 - Sulcos desenvolvidos em forma de pente.
9.2 Desgaste nas Ferramentas de Corte
Durante a usinagem dos metais a ação de cortar muda a forma e, portanto, a
geometria original da ferramenta de corte. Verifica-se um desgaste progressivo tanto na
superfície de folga como na superfície de saída da ferramenta. A Figura 9.4 apresenta as
principais áreas de desgaste.
Sandro Cardoso Santos
161
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 9.4 - Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte (Dearnley e
Trent e Wright, 1982).
Com base na Figura 9.4 pode-se distinguir pelo menos três formas de desgaste:
i) Desgaste de cratera (área A);
ii) Desgaste de flanco (área B);
iii) Desgaste de entalhe (áreas C e D).
As fotografias apresentadas na Figura 9.5 foram obtidas por meio de microscopia
eletrônica de varredura e permitem identificar o desgaste de cratera nas ferramentas de
corte.
Sandro Cardoso Santos
162
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 9.5 Desgaste de cratera em ferramentas de corte.
Antes que um desses desgastes atinja grandes proporções, de maneira a colocar o
processo de corte em risco, a ferramenta deverá ser reafiada ou substituída.
Mecanismos de Desgaste
Em condições normais de corte, uma das formas de desgaste apresentadas na Figura
9.4 irá prevalecer, e se desenvolver por vários mecanismos. A literatura apresenta variações
na classificação dos mecanismos de desgaste, porém, grande parte dos trabalhos
existentes consideram pelo menos seis mecanismos diferentes (Ferraresi, 1977, e Palmai,
1987), sumarizados na Figura 9.6.
Sandro Cardoso Santos
163
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
"Attrition"
Figura 9.6 - Mecanismos e processos de desgaste que podem acontecer nas
ferramentas de corte (Trent e Wright, 1991).
Os mecanismos de desgaste como difusão, abrasão ou "attrition" atuam isoladamente
ou em conjunto, promovendo desgastes nas formas de deformação plástica por
cisalhamento, por altas tensões de compressão ou por entalhe. No quadro apresentado na
Figura 9.6 podem ser considerados mecanismos de desgaste os de numerais: 3, 4 e 5,
enquanto são formas de desgaste os de numerais: 1, 2 e 6. A seguir serão definidos cada
um destes mecanismos ou formas:
Deformação Plástica Superficial por Cisalhamento a Altas Temperaturas
Este não é propriamente um mecanismo mas sim um processo de desgaste e ocorre
mais provavelmente na usinagem de metais com alto ponto de fusão em ferramentas de aço
rápido. As tensões cisalhantes na interface cavaco-ferramenta são suficientes para causar
deformação plástica superficial. Devido às altas temperaturas ali desenvolvidas, a
resistência ao escoamento do material da ferramenta, próximo à interface, é reduzida. Como
conseqüência, material é arrancado da superfície da ferramenta, formando-se assim uma
cratera como visto na Figura 9.6 ”1”.
Sandro Cardoso Santos
164
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Deformação Plástica da Aresta de Corte sob Altas Tensões de Compressão
Este também é mais um processo do que um mecanismo de desgaste, que ocorre na
usinagem dos materiais de alta dureza. A combinação de altas tensões de compressão com
altas temperaturas na superfície de saída, pode provocar deformação plástica da aresta de
corte das ferramentas de aço rápido e metal duro. Geralmente ocorre a altas velocidades de
corte e avanço e leva a uma falha catastrófica (Figura 9.6 ”2”). A deformação plástica da
aresta de corte pode ser observada na Figura 9.7.
A
B
Figura 9.7 Aspecto da aresta de corte de uma broca de metal duro deformada
plasticamente. A – ferramenta nova; B – ferramenta após chegar ao final de vida (Santos,
2002)
Desgaste Difusivo
Este mecanismo envolve a transferência de átomos de um material para outro e é
fortemente dependente da temperatura e solubilidade dos elementos envolvidos na zona de
fluxo. A área desgastada, quando observada no microscópio, é "lisa". Em usinagem, as
velocidades relativas entre ferramenta e peça ou entre cavaco e ferramenta são altas e o
Sandro Cardoso Santos
165
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
tempo de contato entre estes materiais é muito pequeno. Isto praticamente levaria o
mecanismo de difusão a ser desprezível, se não fosse a existência de uma zona de
aderência (zona morta ou zona de fluxo) na interface cavaco-ferramenta (Trent e Wright,
1991). A saturação desta zona de aderência poderá funcionar como uma barreira à difusão.
Entretanto esta zona não é estável e se renova periodicamente, garantindo assim o fluxo
difusivo. Este mecanismo de desgaste poderá atuar tanto na superfície de saída como na
superfície de folga, e a taxa de desgaste irá aumentar com aumento da velocidade de corte
e avanço (Figura 9.6 ”3”).
Desgaste por Aderência e Arrastamento - "attrition"
Este mecanismo ocorre, geralmente, a baixas velocidades de corte, onde o fluxo de
material sobre a superfície de saída torna-se irregular. A aresta postiça de corte pode
aparecer e o contato com a ferramenta torna-se menos contínuo. Sob estas condições,
fragmentos microscópicos são arrancados da superfície da ferramenta e arrastados junto
com o fluxo de material. Este fenômeno geralmente ocorre na zona de escorregamento ao
invés da zona de aderência, durante o fresamento, com uso de profundidade de corte
irregular ou falta de rigidez do equipamento, ilustrado na Figura 9.6 ”4”). No microscópio, as
áreas desgastadas por "attrition" tem uma aparência áspera.
Desgaste Abrasivo
O desgaste abrasivo envolve a perda de material por micro-sulcamento, micro-corte ou
micro-lascamento causado por partículas de elevada dureza relativa. Estas partículas
podem estar contidas no material da peça (óxidos, carbonetos e carbonitretos), ou podem
principalmente ser partículas da própria ferramenta que são arrancadas por attrition, por
exemplo. Este mecanismo de desgaste é muito importante na usinagem usando pastilhas
revestidas, cerâmicas puras e cerâmicas mistas (Figura
9.6 ”5”). Marcas de desgaste
abrasivo podem ser identificadas na Figura 9.8.
Sandro Cardoso Santos
166
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 9.8 Identificação de marcas de desgaste abrasivo (Campos, 2004).
Desgaste de Entalhe
O desgaste de entalhe não é propriamente um mecanismo, mas sim uma forma de
desgaste. Porém, ainda não existe um consenso na literatura que explique exatamente o
mecanismo que provoca o desgaste de entalhe. Ele ocorre, principalmente, na usinagem de
materiais resistentes a altas temperaturas e com alto grau de encruamento (tais como: ligas
de níquel, titânio, cobalto e aço inoxidável). Geralmente, nas regiões onde acontece este
tipo de desgaste, as condições de escorregamento prevalecem e o mecanismo de desgaste,
provavelmente, envolve abrasão e transferência de material (difusão e "attrition") e eles são
bastante influenciados por interações com a atmosfera. Existem evidências para sugerir que
óxidos se formam continuamente e se aderem na ferramenta naquelas regiões. A quebra
das junções de aderência entre os óxidos e a ferramenta pode ocasionalmente, remover
material da superfície desta última (Wright e Biaggi, 1981).
Shaw et alli (1966) afirmam que o entalhe na forma de V é formado pelas rebarbas
produzidas nas arestas laterais do cavaco, envolvendo um mecanismo de aderência e
arrancamento (Figura 9.6 ”6”). Richards e Aspinwall (1989) também concordam com esta
teoria.
König e Schemmel (1975) classificam o desgaste por oxidação como um mecanismo
de desgaste. Segundo ele, a formação de óxidos é dependente da liga do material da
ferramenta e da temperatura de aquecimento. Para materiais de aço ferramenta e de aço
rápido, a oxidação praticamente não tem importância, já que a sua resistência a quente é
ultrapassada antes que a superfície apresente uma oxidação mais acentuada, embora Trent
Sandro Cardoso Santos
167
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
e Wright e Wright (1999) mostre evidências de formação de óxidos nestas ferramentas. Para
as ferramentas de metal duro, compostos a base de carbonetos de tungstênio e de cobalto,
a oxidação inicia-se na faixa de temperatura entre 700 a 800 ºC. A adição de óxido de titânio
e outros carbonetos dificultam a oxidação. A região de oxidação normalmente se processa
na zona de escorregamento da superfície de saída da ferramenta e na parte inferior da
superfície de folga (nos limites do desgaste de flanco). São formados óxidos complexos de
tungstênio, cobalto e ferro, que em decorrência da sua expansão volumétrica, em relação ao
carboneto de tungstênio, forma elevações na superfície da ferramenta, facilitando o
lascamento e a quebra da aresta de corte.
Todos estes mecanismos ou processos de desgaste são observados na prática. Mas,
certamente, um prevalecerá sobre os demais, dependendo principalmente do material da
peça e da ferramenta, da operação de usinagem, das condições de corte, da geometria da
ferramenta de corte e do emprego do fluido de corte. Em geral, os três primeiros
mecanismos, somados ao desgaste por oxidação, são mais importantes a altas taxas de
remoção de material, onde há o desenvolvimento de elevadas temperaturas. Os três últimos
são mais importantes a baixas velocidades, onde as temperaturas de corte são baixas o
suficiente para prevenir a ocorrência dos três primeiros (Machado e Da Silva, 1993). Na
ferramenta mostrada na Figura 9.9 pode-se identificar a presença do desgaste de entalhe.
Figura 9.9 – Desgaste de entalhe em ferramenta de corte.
Na Figura 9.10 mostra-se uma curva de desgaste de flanco em função do número de
peças produzidas. Neste caso as peças são blocos motores de ferro fundido cinzento GH
190 (Souza Jr., 2001).
Sandro Cardoso Santos
168
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
0,60
ap=0,3 mm e fz=0,06 mm/z
ap=0,5 mm e fz=0,06 mm/z
VBB max[mm]
0,50
0,40
0,30
0,20
0,10
3000
2800
2600
2400
2200
2000
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
50
1
0,00
Número de Peças
Figura 9.10 – Desgaste dos insertos de PCBN com o número de blocos motores
(Souza Jr., 2001).
Sandro Cardoso Santos
169
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO X
VIDA DA FERRAMENTA E QUANTIFICAÇÃO DO DESGASTE
10.1 – Introdução
No Capítulo 8 são mostradas as formas de desgaste predominantes na ferramenta de
corte e os possíveis mecanismos atuantes que podem promover estas formas. Neste
capítulo serão abordados tópicos relativos à quantificação do desgaste da ferramenta.
Antes, é preciso definir vida da ferramenta (Ferraresi, 1976):
“Vida da ferramenta é o tempo em que a mesma trabalha efetivamente, sem
perder o corte ou até que se atinja um critério de fim de vida previamente
estabelecido”
O fim de vida de uma ferramenta de corte será definido pelo grau de desgaste
previamente estabelecido. O tamanho deste desgaste irá depender de inúmeros fatores.
Entre outros, pode-se citar os seguintes:
• Receio de quebra da cunha cortante;
• Elevadas temperaturas atingidas na interface cavaco-ferramenta;
• As
tolerâncias
dimensionais
estabelecidas
no
projeto
já
estão
comprometidas;
• O acabamento da superfície usinada já não é mais satisfatório;
• Aumento nas dimensões das rebarbas;
• Aumento da força de usinagem;
• Aumento do nível de ruído;
• Aumento do nível de vibrações;
• Outros.
Como expressar a vida da ferramenta
Fixado um critério para fim de vida, como exemplo o estabelecido na Norma ISO 3685,
ou em experiências acumuladas anteriormente, a vida da ferramenta pode ser expressada
de diversas maneiras:
• Número de peças produzidas;
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Percurso de avanço (mm);
• Percurso efetivo de corte (Km);
• Velocidade de corte para determinado tempo de vida (ex. vc60 = 150 m/min);
• Volume de material removido;
• Outros.
10.2 - Estudo das formas de desgaste
Neste tópico serão abordados os aspectos característicos da formas dominantes de
desgaste, como flanco, cratera e entalhe.
Durante o processo de usinagem, ocorre o contato físico da ferramenta com a peça e
o contato do cavaco com a ferramenta, em um determinado meio e condições dinâmicas de
corte. Isto conseqüentemente acarretará mudanças na geometria e na forma original da
aresta da ferramenta, devido a ocorrência de desgaste progressivo.
Na Figura 8.4 mostrou-se as principais áreas de desgaste e identifica três formas de
desgastes: flanco, cratera e entalhe. A seguir serão apresentados os principais mecanismos
associados a cada uma dessas formas.
10.2.1 - Desgaste de Cratera
Segundo Aspinwail e Chen (1978), este tipo de desgaste geralmente está associado
às elevadas temperaturas geradas na interface cavaco ferramenta, ocorrendo devido a
combinação dos mecanismos de desgaste denominados difusão e adesão, e ocorrem na
superfície de saída da ferramenta durante o deslizamento do cavaco pela mesma. A máxima
profundidade de cratera geralmente ocorre próxima ao ponto médio do comprimento de
contato entre o cavaco e a superfície de saída, onde, acredita-se, a temperatura atinja seu
maior valor. A posição da cratera relativa a aresta de corte varia de acordo com o material
usinado, ocorrendo em geral atrás da aresta de corte. A profundidade e a largura da cratera
formada na superfície de saida da ferramenta, estão relacionadas à velocidade e ao avanço
empregados durante o processo de corte (Ferraresi, 1977).
Pode não ocorrer em alguns processos de usinagem, principalmente quando se utiliza
ferramentas de metal duro recobertas (a cobertura de Al2 O3 é a mais eficiente contra a
craterização), ferramentas cerâmicas e quando o material da peça é frágil (gera cavacos
curtos). O crescimento do desgaste de cratera gera a quebra da ferramenta, quando tal
desgaste se encontra com o desgaste frontal.(Diniz et al,1999)
Sandro Cardoso Santos
171
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
10.2.2 - Desgaste de Entalhe
Conforme comentado no item 3.10.6 o mecanismo de formação do entalhe não está
bem explicado. Portanto consideraremos que sob certas circunstâncias e condições de
operação, um grande entalhe é formado na aresta principal de corte (detalhe ‘O’ da Figura
2.20) , na extremidade livre do cavaco, levando ao enfraquecimento da aresta de corte.
Entalhes menores também são formados na aresta secundária de corte (detalhe ‘D’ da
Figura 3.13), influenciando principalmente o acabamento superficial produzido.
10.2.3 - Desgaste Flanco
Em geral, é o principal fator a limitar a vida das ferramentas de corte. Decorre da
perda do ângulo de folga da ferramenta, ocasionando um aumento da área de contato entre
a superfície de folga e o material da peça, aumentando consequentemente o atrito naquela
área.Todo processo de usinagem causa desgaste de flanco, este tipo de desgaste provoca
a deteriorização do acabamento superficial e a perda das características dimensionais da
peça. Este desgaste é incentivado pelo aumento da velocidade de corte.
Beloni (2001) descreve em sua tese o modelo gráfico que Smith (1989), apresentou
para representar a evolução do desgaste de flanco VBBmáx com o tempo de usinagem (curva
da Figura 10.1). Nesta curva tem-se destacada a evolução do desgaste por regiões,
denominadas de região primária ou inicial, região secundária ou progressiva e região
terciária ou catastrófica.
Figura 10.1 - Curva representativa da evolução do desgaste de flanco de uma
ferramenta (Smith,1989).
Smith (1989) apresentou como justificativa para a ocorrência dessas regiões a própria
evolução do desgaste durante o corte. A região inicial, no inicio do processo de corte, é
caracterizada pela fase de acerto das arestas cortantes ainda novas sobre a peça. Nesta
etapa, tem-se um crescimento bem acelerado do desgaste de flanco. Com o decorrer da
Sandro Cardoso Santos
172
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
usinagem, já na região secundária da Figura 10.1, verifica-se uma evolução menos
acentuada do desgaste, justificada pela uniformidade que o contato das arestas da
ferramenta passam a ter com o material da peça. Mas com o crescimento do tempo de
trabalho, a medida que a ferramenta vai se desgastando, a evolução do desgaste VBBmax
passa outra vez a crescer rapidamente. Essa nova etapa, denominada região terciária ou
catastrófica, e que normalmente se inicia quando a ferramenta atinge valores de desgaste
de flanco máximo da ordem de 0.8 mm, caracteriza a necessidade de se proceder a
substituição das ferramentas por outras novas
10.3
- Critérios para medição de desgaste de uma ferramenta
A norma ISO 3685 utiliza os parâmetros KT, VBB, VBBmáx e VBN para quantificar o
desgaste nas ferramentas de corte (Figura 10.3). O critério recomendado para avaliar
ferramentas de aço-rápido , metal duro e cerâmica é:
a)
Desgaste de flanco médio, VBB= 0.3 mm;
b)
Desgaste de flanco máximo, VBBmáx = 0.6 mm;
c)
Profundidade de cratera, KT = 0,06 + 0,3 f, onde f é avanço em mm/rev;
d)
Falha catastrófica.
Mede-se ainda o valor dos desgastes gerados na superfície de folga pelos entalhes
(VBN e VBC). Na superfície de saída tem-se os desgastes: profundidade de cratera (Kt),
largura da cratera (KB) e distância do centro da cratera à aresta de corte (KM), conforme
esquematizado na Figura 10.3.
Sandro Cardoso Santos
173
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 10.2 – Parâmetros utilizados para medir os desgastes das ferramentas de corte
(Trent e Wright,1999).
10.3.1 - Quantificação da Vida da Ferramenta
Uma metodologia simplificada para expressar a vida da ferramenta, T, em função da
velocidade de corte, vc, mantendo os demais parâmetros (f, ap, geometria, materiais da
ferramenta e da peça, processo, máquina e fluido) constantes, consiste, incialmente em
levantar pelo menos três curvas de desgaste, para três distintas vc, conforme esquematizado
na Figura 10.3.
a) Curvas de desgaste
b) T x vc.
Figura 10.3 – Gráficos auxiliares para expressar a vida da ferramenta em função da
velocidade de corte.
Sandro Cardoso Santos
174
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Obtida a parte “a” da Figura 10.3, deve-se estabelecer o critério de fim de vida da
ferramenta e neste caso foi VBBmáx = 0,8 mm, obtendo-se três pontos “m”, “n” e “o”. Cada
ponto tem as suas coordenadas relativas ao eixo “x”, correspondentes à vida, T em min e
em relação ao eixo “y”, correspondentes à vc em m/min. De posse destes pontos constrói-se
o gráfico apresentado na Figura 10.3 “b”. Para linearizar a curva, no próximo passo, aplicase logaritmo nos dois eixos e obtém-se o gráfico mostrado na Figura 10.4.
Figura 10.4 – Gráfico logT x logvc.
A partir deste gráfico, demonstra-se matematicamente que a vida da ferramenta, T,
pode ser expressa em função da velocidade de corte, vc, pela Equação Simplificada de
Taylor (Equação 10.1).
T = K .vc
−x
(10.1)
As Análises da Equação (10.1) e da Figura 10.4, conduzem a observações que K é a
vida da ferramenta para vc = 1 m/min e x é corresponde à inclinação da reta. Esta equação é
bastante simplificada, pois na sua obtenção diversos parâmetros foram assumidos
constantes. Portanto, ela só tem aplicação dentro da faixa de vc avaliada e para vc menores
do que o limite inferior ensaiado, não é recomendado a sua utilização, já que ela por regra
geral, somente se aplica à região fora da APC (aresta postiça de corte).
Uma análise mais realista pode ser realizada para o estabelecimento da relação da
vida da ferramenta com os diversos parâmetros que influenciam na usinagem. Isso pode ser
Sandro Cardoso Santos
175
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
estabelecido por meio da Equação Expandida de Taylor, segundo a Equação (10.2).
−a
−c
T = K .vc . f −b .a p .V d BBmáx . fluidoe . processog .vibraçãoh
(10.2)
Nesta equação podem ser incorporados os diversos parâmetros de influência, mas o
seu grande inconveniente é o enorme tempo de obtenção. São necessários inúmeros
ensaios experimentais, consumindo horas de máquina, mão-de-obra e materiais, o que faz
com que os custos associados sejam muito elevados.
Em ambientes industriais essa forma expandida praticamente não tem nenhuma
aplicação. Mas, a forma simplificada é freqüentemente obtida, principalmente devido aos
coeficientes K e x serem utilizados para a determinação das condições econômicas de
corte: velocidade de corte de máxima produção (vcmxp) e de mínimo custo (vcmincus), que
definem o Intervalo de Máxima Eficiência (IME).
Sandro Cardoso Santos
176
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO XI
FLUIDOS DE CORTE: FUNDAMENTOS, APLICAÇÕES E TENDÊNCIAS
11.1 - Introdução
Inúmeros trabalhos científicos estão direcionados ao estudo dos fluidos de corte nos
processos de usinagem. Neste capítulo é feita uma revisão desse assunto e apresentada de
forma sintetizada para melhor entendimento.
11.2 - Funções dos Fluidos e Aditivos Utilizados
As principais funções dos fluidos de corte são de refrigerar em altas velocidades e de
lubrificar em baixas velocidades de corte. Apresentam, ainda outras funções classificadas
como auxiliares.
Como Agem os Fluidos de Corte
Ainda não está completamente claro como o fluido de corte ganha acesso a interface,
nem até que ponto ele pode chegar. Rebinder e Shreiner (1949) apud Smith et alli (1988)
apresentaram uma teoria que defende a ação físico-química entre o fluido, a ferramenta e a
peça. Merchant (1950 e 1957) e Postinikov (1967) sugerem que o lubrificante penetra contra
o fluxo de metal, chegando à ponta da ferramenta por ação capilar, assumindo que o
contato com a interface não é completo, ou seja, há falhas de contato. Isto caracteriza a
ocorrência das condições de escorregamento e que há a formação de um filme lubrificante
de baixa tensão de cisalhamento, na interface cavaco-ferramenta. Williams e Tabor (1977),
por meio de experimentos onde usou oxigênio e argônio puros e suas misturas com CCl4
como lubrificantes na usinagem do aço, verificaram que a penetração do fluido depende da
pressão de vapor e do tamanho molecular. Eles ainda propuseram um modelo para estimar
as dimensões das capilaridades interfaciais, que seriam de alguns milhares de Angstrons
(Å).
Trent (1967, 1988 “a”, “b”, “c” e 1991) em seus estudos sobre a interface cavacoferramenta, mostra evidências, por meio de técnicas de interrupção repentina do corte
seguida de análises metalográficas da raiz do cavaco, da existência de uma zona de
aderência e que o lubrificante não tem acesso a esta zona. Childs e Rowe (1973) também
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
sustentam esta teoria e comentam que atenção deve ser voltada, então, para a zona de
escorregamento.
Em velocidades de corte mais elevadas, os fluidos de corte passam a atuar mais como
refrigerantes e menos como lubrificantes, Trent (1991) diz que, nestas condições, o fluido
atua na zona de escorregamento, alterando o gradiente térmico na ferramenta e reduzindo o
volume da mesma afetado pelo superaquecimento.
Williams (1977) explica que o fluido perde o efeito lubrificante a altas velocidades de
corte, quando o fluxo de fluido que tende a fluir em direção à ponta da ferramenta por ação
capilar, é direcionado para fora da interface por uma ação hidrodinâmica induzida. Este
efeito seria mais pronunciado com o aumento da velocidade de saída do cavaco. Assim o
fluido utilizado em altas velocidades de corte teria apenas características refrigerantes,
recomendando-se um óleo à base de água.
De Chiffre (1977) apresentou modelos que fornecem descrições analíticas para
diferentes relações envolvidas na utilização de fluidos de corte nos processos de usinagem.
Segundo ele, há uma redução no comprimento de contato, implicando em:
1) - Redução do grau de recalque, isto é, um cavaco mais fino é obtido;
2) - O grau de deformação do cavaco é reduzido;
3) - A velocidade de saída do cavaco é aumentada;
4) - Forças e potências de corte são reduzidas;
5) - Vibrações são reduzidas;
6) - A formação da aresta postiça de corte é reduzida (também reportado por
Trent,1991);
7) - Redução na geração de calor, com conseqüente redução da temperatura na
interface.
Este pesquisador reforça esta teoria em outros trabalhos (De Chiffre 1978, 1981, 1984
e 1988).
Vários mecanismos de desgaste tais como adesivo, abrasivo e difusivo estão
operando simultaneamente sobre a ferramenta e a intensidade de cada um não depende
exclusivamente das propriedades dos materiais da peça e da ferramenta, mas também de
Sandro Cardoso Santos
178
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
fatores tais como temperatura e tensão normal, que são dependentes das condições de
corte (Kurimoto e Barrow, 1981). Os fluidos de corte podem agir em tais fatores e influenciar
estes mecanismos, seja reduzindo a taxa de desgaste, daqueles termicamente ativados,
quando o fluido age como refrigerante, ou agindo como lubrificante, prevenindo os
mecanismos de desgaste por adesão ou "attrition". Por outro lado, Trent (1991) apresenta
algumas situações onde o fluido pode aumentar a taxa de desgaste, quando acessa a
regiões desgastadas e promove uma aceleração do mecanismo de desgaste corrosivo, que
se sobrepõe aos demais mecanismos.
Motta (1994), utilizando fluidos emulsionáveis, semi-sintéticos, sintéticos e integrais,
em aço NB 8640, no processo de torneamento com ferramentas de metal duro triplo
revestidas, mostrou que a utilização de fluidos melhorou em todos os casos a vida da
ferramenta. Já no processo de fresamento, Vieira (1997), também usinando o aço NB 8640,
com fluidos emulsionáveis, semi-sintéticos, sintéticos e integrais e ferramentas de metal
duro, encontrou que a utilização de fluidos piora a vida da ferramenta e, para este processo,
nas condições utilizadas, o fluido não é recomendado. Recentemente, Dewes et alli (1998),
também no fresamento do aço para matrizes AISI H13, com fresas de metal duro revestidas
com TiCN, usinando nas seguintes condições: a seco; com uma mistura pulverizada; com o
método convencional de baixa pressão e à alta pressão, encontraram que a condição a seco
apresentou maior vida, enquanto que a alta pressão a menor. Com isto, concluíram que a
vida da fresa é governada predominantemente pela flutuação térmica e não pela máxima
temperatura de operação, o que concorda com os resultados apresentados por Vieira
(1997).
Maekawa et alli (1998) fizeram um estudo, no processo de torneamento, questionando
a eficiência dos fluidos de corte. Eles concluíram que os fluidos à base de água podem ser
substituídos pela condição a seco, em vc = 350 m/min, f = 0,25 mm e ap = 0,5 mm, sem
nenhuma perda nas características da peça. Concluíram também que a usinagem sem
fluido reduz levemente a vida das ferramentas, e o aumento do custo de produção é
relativamente pequeno.
Recentemente Da Silva et alli (1998) mostraram evidências que na ausência de
fluidos, há o contato perfeito na interface, mesmo sob baixos níveis de tensão. Na presença
do fluido de corte (ar, água, óleo, etc.) ele irá preferencialmente atuar na periferia da zona
de aderência, evitando o contato cavaco-ferramenta nesta zona, denominada de zona de
escorregamento (Trent, 1991). Isto resulta na redução da oscilação do comprimento de
contato cavaco-ferramenta e das forças de usinagem. Ele mostrou também, usinando no
vácuo, que o ar atmosférico apresenta igual ou superior performance na redução destas
Sandro Cardoso Santos
179
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
oscilações que o fluido de corte. Já em altas velocidades de corte, a elevada temperatura
gerada na interface pode promover a formação de gases oriundos do fluido e gerando uma
barreira e comprometendo ainda mais o seu acesso. Exatamente neste ponto entra todas as
justificativas e defesas da utilização de vazões de fluidos cada vez mais reduzidas e
direcionadas exatamente onde o fluido pode acessar, que é na zona de escorregamento
(Machado e Wallbank, 1997 "a" e "b", Da Silva e Wallbank, 1998 e Da Silva, 1998).
Quanto à capacidade do fluido de corte em limpar os cavacos da zona de corte,
depende da viscosidade e vazão do mesmo, além é claro da operação de usinagem e do
tipo de cavaco sendo formado (Machado e Da Silva, 1993).
Em processos como a furação e o serramento, a ação mecânica do fluido é de suma
importância, pois ele atuando como meio transportador pode evitar a obstrução do cavaco
na zona de corte e, consequentemente, a quebra da ferramenta.
Os fluidos de corte, além de refrigerar e de lubrificar, devem ainda possuir outras
propriedades que produzirão, em níveis operacionais, melhores resultados. Estas
propriedades podem ser enumeradas, como segue: Anti-espumantes, anticorrosivas e
antioxidantes; antidesgaste e antisolda (EP); boa umectação; capacidade de absorção de
calor; transparência, inodor, não formar névoa, nem provocar irritações na pele;
compatibilidade com o meio ambiente; baixa variação da viscosidade quando em trabalho
(índice de viscosidade compatível com a sua aplicação).
Para conferir aos fluidos de corte estas propriedades ou para reforçá-las, alguns
produtos químicos, chamados de aditivos, são utilizados:
• Antiespumantes - Evitam a formação de espumas que podem impedir uma boa
visão da região de corte e comprometer o efeito de refrigeração do fluido. Estes aditivos
reduzem a tensão interfacial do óleo de tal maneira que bolhas menores passam a se
agrupar formando bolhas maiores e instáveis. No controle das espumas geralmente usase cêras especiais ou óleos de silicone.
• Anticorrosivos - Protegem peça, ferramenta e máquina-ferramenta da corrosão.
São produtos à base de nitrito de sódio ou que com ele reagem, óleos sulfurados ou
sulfonados. É recomendável usar o nitrito de sódio com precaução, pois são suspeitos de
serem cancerígenos. Deve-se usar baixos teores de nitrito de sódio.
• Detergentes - Reduzem a deposição de lodo, lamas e borras. São compostos
organometálicos contendo magnésio, bário, e cálcio entre outros.
Sandro Cardoso Santos
180
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Emulgadores - São responsáveis pela formação de emulsões de óleo na água e
vice-versa. Reduzem a tensão superficial e formam uma película monomolecular semiestável na interface óleo-água. Os tipos principais são os sabões de ácidos graxos, as
gorduras sulfatadas, sulfonatos de petróleo e emulgadores não-iônicos.
• Biocidas - Substâncias ou misturas químicas que inibem o desenvolvimento de
microorganismos.
• Aditivos Extrema Pressão (EP)
Em operações mais severas onde uma lubricidade adicional é necessária, pode-se
utilizar de aditivos extrema pressão. Eles conferem aos fluidos de corte uma lubricidade
melhorada para suportarem as elevadas temperaturas e pressões do corte, reduzindo o
contato metal-metal. São compostos que variam na estrutura e composição. São
suficientemente reativos com a superfície usinada, formando compostos relativamente
fracos na interface, geralmente sais (fosfeto de ferro, cloreto de ferro, sulfeto de ferro, etc.)
que se fundem a altas temperaturas e são facilmente cisalháveis. Podem ser relacionados
em ordem crescente de eficiência como: matérias graxas e derivados, fósforo e zinco,
clorados, sulfurizados inativos, sulfurizados ativos, sulfurados e os sulfuclorados. Os mais
empregados são aditivos sulfurizados, sulfurados e fosforosos.
Lubrificantes Sólidos
Os sólidos podem ser utilizados com objetivos de lubrificação de duas maneiras
distintas (Ferraresi, 1977):
a) Lubrificantes Sólidos - pó aplicado diretamente na superfície de saída da
ferramenta, antes da operação de usinagem. Geralmente é utilizado como veículo uma
graxa ou um óleo viscoso. As minúsculas partículas, de dissulfeto de molibdênio (MoS2) ou
grafite, que apresentam tensões limites de cisalhamento baixas, se aderem às asperidades
da superfície, reduzindo o atrito entre as superfícies metálicas;
b) Aditivos Metalúrgicos - são elementos adicionados ao material da peça durante a
sua fabricação. Normalmente são adicionados enxofre, bismuto, chumbo, manganês, telúrio
ou selênio. Estes elementos combinados normalmente formam compostos de menores
resistências ao cisalhamento que a própria matriz. Nos processos de fabricação destes
materiais, como no caso dos aços, a desoxidação feita com o cálcio tem apresentado
melhores resultados que quando feita com o silício, e influenciam nas características finais
dos metais. São então produzidos os materiais chamados de livre corte, por apresentarem
Sandro Cardoso Santos
181
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
melhor usinabilidade que o mesmo, sem a adição destes elementos, podendo ser usinados
a velocidades de corte maiores e proporcionando maiores vida das ferramentas de corte
(Pizzi et al., 1997).
11.3 - Benefícios Proporcionados pelos Fluidos de Corte
Modernamente tem-se obtido grandes avanços quanto à qualidade dos fluidos de
corte, e estes avanços tem sido conseguido devido à alta competitividade dos fornecedores
e a pressão exercida por agências de proteção ambiental e de saúde.
As principais funções do fluido de corte são:
• Lubrificar a baixas velocidades de corte;
• Refrigerar a altas velocidades de corte.
Como funções secundárias, tem-se:
A - Melhoria no acabamento superficial da peça usinada;
B - Ajudar a retirar o cavaco da zona de corte;
C - Proteger a máquina-ferramenta e peça da corrosão atmosférica;
D - Evitar o aquecimento excessivo da peça;
E - Contribuir na quebra do cavaco;
F - Refrigerar a máquina-ferramenta.
A - O acabamento superficial dos componentes usinados está relacionado com a força
de usinagem que depende dentre outros fatores, da qualidade da lubrificação usada.
Pequenas partículas da aresta postiça de corte é outro fator que deteriora imensamente o
acabamento superficial da peça usinada. O uso de fluidos lubrificantes torna-se benéfico a
baixas velocidades de corte, tendendo a eliminar a APC, resultando em melhoria do
acabamento superficial (Trent, 1991).
Em elevadas velocidades de corte, o fluido atua mais como refrigerante, abaixando a
temperatura média nas zonas de cisalhamento, principalmente na primária, já que
praticamente não tem acesso à secundária. Com isto o efeito de amolecimento do material,
Sandro Cardoso Santos
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Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
devido ao aumento da temperatura fica reduzido, o que faz com que as forças de corte se
elevem, e que poderá promover piora na rugosidade da superfície da peça.
B - O cavaco formado deve ser retirado da região de corte, pois o mesmo pode
eventualmente riscar ou comprometer o acabamento superficial do material usinado ou
promover avarias nas pastilhas de corte. Em processos como furação e brochamento, por
exemplo, o fluido tem grande importância na condução e na retirada do cavaco da região de
corte.
C - São adicionados aditivos anti-oxidantes e anti-corrosivos aos fluidos com objetivos
de proteger as partes metálicas da máquina-ferramenta e a superfície da peça, contra
oxidações e corrosões. Estes aditivos permanecem atuantes mesmo cessadas as
operações de corte.
D - O calor é naturalmente gerado em decorrência do processo de corte dos materiais.
O aumento da temperatura na peça promove a sua dilatação. Em materiais com grandes
coeficientes de expansão térmica, os problemas de controle dimensional são maiores. Em
operações onde a alimentação e a retirada da peça é feita de forma manual, deve haver a
precaução quanto a queimaduras na pessoa responsável pela execução desta etapa. O uso
do refrigerante controla a elevação excessiva da temperatura reduzindo os efeitos de
superaquecimento da peça fabricada.
E - Utilizando-se de quebra-cavacos hidráulicos, injetando fluido sob alta pressão,
Machado (1990) mostrou uma melhora na quebra do cavaco, usinando ligas de titânio e de
níquel.
O fluido de corte atua na interface diminuindo a área de contato cavaco-ferramenta,
provocando uma maior curvatura (Childs, 1972). Com isto há diminuição do raio de
curvatura natural do cavaco, rc, promovendo uma elevação do nível de tensões, podendo
levar o material até a valores de deformações críticas de ruptura, facilitando a quebra, e
atuando como um parâmetro ativador do controle do cavaco (Sales, 1995 e Sales et alli,
1997).
Paulino et alli (1997), quando usinando aço NB 5140, utilizando-se de ferramentas de
metal duro, triplo revestidas, com superfície de saída lisa, verificaram uma melhora na
quebra do cavaco, quando adicionando fluido de corte emulsionável, concentração de 3%.
Trent (1991) afirma que em baixas velocidades de corte não é necessário que o fluido
de corte apresente propriedades refrigerantes mas sim lubrificantes. Com a predominância
Sandro Cardoso Santos
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Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
da lubrificação há redução do atrito, reduzindo a região de aderência, e consequentemente
prevalecendo a de escorregamento. Com isto evita-se a formação da aresta postiça de corte
(APC), que é prejudicial ao acabamento da superfície da peça. A Figura 11.1 mostra
esquematicamente a influência do fluido atuando como lubrificante, na formação da APC.
(a)
(a) - APC, usinando a seco;
(b)
(b) - APC, usinando com óleo lubrificante
emulsionável.
Figura 11.1 - Interface cavaco-ferramenta, na presença de APC
É sabido que a eficiência do fluido em reduzir a temperatura da ferramenta diminui
com aumento da velocidade de corte e da profundidade de corte (Williams, 1977). Smart e
Trent (1974), por meio do método metalográfico aplicado a ferramentas de aço rápido,
usinando níquel e aço com fluido emulsionável 3%, obtiveram as isotermas e como
resultados encontraram que a atuação do fluido como refrigerante reduz levemente a
máxima temperatura na interface, mas faz que haja um grande aumento no gradiente de
temperatura entre as regiões interna da ferramenta e imediatamente vizinha do lado de fora,
que sofreu resfriamento.
11.4 - Classificação dos Fluidos de Corte
Existem diversas formas de se classificar os fluidos de corte e não há uma
pradronização que estabeleça uma única classificação entre as empresas fabricantes.
Uma primeira classificação agrupa os fluidos da seguinte forma:
- Ar;
Sandro Cardoso Santos
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Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
- Aquosos:
a) - água;
b) - soluções químicas;
c) - emulsões.
- Óleos:
a) - óleos minerais;
b) - óleos graxos;
c) - óleos compostos;
d) - óleos de extrema pressão;
e) - óleos de usos múltiplos
Uma segunda classificação traz os fluidos divididos em dois grupos:
I - Fluidos formados apenas por óleo integral
Ii - Fluidos formados a partir da adição de óleo concentrado à água.
Ii.1. Emulsões
Ii.2. Soluções
Os dois grupos podem ser melhor explicados como segue:
Óleos Integrais
Óleos vegetais e animais foram os primeiros lubrificantes empregados como óleos
integrais na usinagem dos metais. A utilização destes como fluidos de corte tornou-se
inviável, devido ao alto custo e rápida deterioração. Porém, são empregados como aditivos
nos fluidos minerais, objetivando melhorar as propriedades lubrificantes destes.
Óleos integrais são, basicamente, óleos minerais puros ou com aditivos, normalmente
de alta pressão. O emprego destes óleos nos últimos anos como fluido de corte tem perdido
espaço para os óleos solúveis em água, devido ao alto custo em relação aos demais, aos
riscos de fogo, ineficiência a altas velocidades de corte, baixo poder refrigerante e formação
Sandro Cardoso Santos
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Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
de fumos, além de oferecerem riscos à saúde do operador. Os aditivos podem ser a base de
cloro ou enxofre ou mistura destes dois, dando características de extrema pressão (EP) ao
fluido. Fósforos e matérias graxas são também utilizadas e atuam como elementos
antidesgaste. Os óleos minerais são hidrocarbonetos obtidos a partir do refinamento do
petróleo cru. Suas propriedades dependem do comprimento da cadeia, estrutura e grau de
refinamento.
Óleos minerais básicos empregados na fabricação de fluidos de corte podem ser
(Shell, 1991):
Base parafínica: Derivam do refinamento do petróleo cru parafínico de alto teor de
parafinas (ceras), que resultam em excelentes fluidos lubrificantes. Estes óleos são
encontrados em maior abundância e, portanto, apresentam um custo menor, possuem alto
índice de viscosidade (IV), maior resistência à oxidação, são menos prejudiciais à pele e
ainda menos agressivos à borracha e plástico.
Base naftênica: Derivam do refinamento do petróleo cru naftênico. O uso destes
óleos como básicos para fluido de corte, tem diminuído em função de problemas causados à
saúde humana. Os fluidos lubrificantes são de baixa qualidade e são escassos.
Óleos minerais de base aromática: Não são empregados na fabricação de fluidos de
corte. São excessivamente oxidantes, porém podem melhorar a resistência ao desgaste e
apresentar boas propriedades EP, quando presentes em grandes quantidades, em óleos
parafínicos.
Emulsões
São compostos de duas fases, uma fase contínua consistindo de pequenas partículas
de óleo mineral (derivado do petróleo) ou sintéticos suspensos na água (segunda fase). As
emulsões de óleo de petróleo geralmente têm capacidades lubrificantes maiores, porém,
capacidade refrigerante inferior. Em geral, as emulsões apresentam propriedades
lubrificantes e refrigerantes moderadas.
Fluidos Emulsionáveis Convencionais
São compostos de óleos minerais adicionados à água nas proporções de 1:10 a
1:100, mais agentes emulgadores que garantem a miscibilidade destes com a água. Esses
emulgadores são tensoativos polares que reduzem a tensão superficial formando uma
película monomolecular relativamente estável na interface óleo-água. Assim os emulgadores
Sandro Cardoso Santos
186
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
promovem a formação de glóbulos de óleo menores, o que resulta em emulsões
translúcidas.
A estabilidade destas emulsões se deve ao desenvolvimento de uma camada elétrica
na interface óleo-água. Forças repulsivas entre glóbulos de mesma carga evitam a
coalescência destes. Para evitar os efeitos nocivos da água presente na emulsão
empregam-se aditivos anticorrosivos tais como nitrito de sódio, que ainda é utilizado na
fabricação de óleos de corte emulsionáveis. São usados ainda biocidas, que inibem o
crescimento de bactérias e fungos, porém devem ser compatíveis com a pele humana e não
serem tóxicos. Os elementos EP e antidesgaste usados que aumentam as propriedades de
lubrificação, são os mesmos empregados para óleos puros. No entanto, o uso de cloro como
aditivo para fluidos de corte vem encontrando restrições em todo o mundo, devido aos
danos que este causa ao meio ambiente e à saúde humana. Por esta razão procura-se
substituir o cloro por aditivos à base de enxofre e cálcio. Usa-se ainda gordura e óleos
(animal e vegetal) para melhorar as propriedades de lubrificação.
Fluidos Semi-Sintéticos (Microemulsões)
Os fluidos semi-sintéticos são também formadores de emulsões. Eles se caracterizam
por apresentarem de 5% a 50% de óleo mineral no fluido concentrado e aditivos e
compostos químicos que verdadeiramente dissolvem-se na água formando moléculas
individuais. A presença de uma grande quantidade de emulsificadores propicia ao fluido uma
coloração menos leitosa e mais transparente. A menor quantidade de óleo mineral e a
presença de biocidas aumentam a vida do fluido de corte e reduzem os riscos à saúde.
Aditivos EP, anticorrosivos, agentes umectantes, são utilizados como nos fluidos
anteriores. Adicionam-se também corantes que proporcionam uma cor mais viva e aceitável
pelo operador da máquina.
Soluções
Consistem de um fluido base (óleo de petróleo, solvente de petróleo, fluido
sintético ou água), que pode ser formulado com vários aditivos que são solúveis
neste fluido base. Estas soluções são os óleos minerais, os fluidos lubrificantes
sintéticos e soluções químicas a base de água (chamadas de sintéticos na indústria).
Pertencendo à classe das soluções, encontram-se os fluidos sintéticos, que se
caracterizam por serem livres de óleo mineral em suas composições.
Fluidos Sintéticos
Sandro Cardoso Santos
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Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Esses óleos caracterizam-se por não conterem óleo mineral em sua composição.
Baseiam-se em substâncias químicas que formam uma solução com a água. Consistem de
sais orgânicos e inorgânicos, aditivos de lubricidade, biocidas e inibidores de corrosão entre
outros, adicionados à água. Apresentam uma vida maior uma vez que são menos atacáveis
por bactérias e reduzem o número de trocas da máquina. Formam soluções transparentes,
resultando em boa visibilidade do processo de corte. Possuem agentes umectantes que
melhoram bastante as propriedades refrigerantes da solução. As soluções são estáveis
mesmo em água dura.
Os óleos sintéticos mais comuns oferecem boa proteção anticorrosiva e refrigeração.
Os mais complexos são de uso geral, com boas propriedades lubrificantes e refrigerantes.
Faz-se uma distinção quando os fluidos sintéticos contêm apenas inibidores de corrosão, e
as propriedades de EP não são necessárias. São chamados de refrigerantes químicos ou
soluções verdadeiras, apresentam boas propriedades refrigerantes.
11.5 - Método de Aplicação dos Fluidos de Corte
O fluido de corte pode ser aplicado sob diversas direções e/ou vazões, posicionado na
interface cavaco-ferramenta ou na peça. Enfim, são inúmeras as combinações possíveis
para a sua aplicação, mas atualmente os métodos mais utilizados são:
Jorro do Fluido a Baixa Pressão, ou por Gravidade
Este sistema é o mais usado devido à sua simplicidade. O fluido é jorrado sobrecabeça contra a superfície do cavaco, ou ainda na superfície de saída da ferramenta. Neste
caso o fluido vai de encontro à superfície fraturada do cavaco, sendo arrastado para fora da
interface cavaco-ferramenta. Este método dispensa dispositivos especiais. A Figura 11.2
ilustra este sistema, onde as setas A, B e C mostram a direção de aplicação do fluido.
Sandro Cardoso Santos
188
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A
Plano de
cisalhamento
primário
cavaco
peça
B
ferramenta
C
Figura 11.2 - Direções de aplicação do fluido (Machado, 1990).
MQF – Mínima Quantidade de Fluido
Recentemente, fatores como custo, efeitos sobre o meio ambiente e à saúde do
operador são relevantes quando da seleção do lubrificante e do sistema de aplicação,
dentro do contexto moderno dos processos de usinagem. A área de contato cavacoferramenta é muito pequena e sugere-se que a vazão de fluido necessária para promover a
ação lubrificante seja pequena. Machado e Wallbank (1997 “a” e “b”) fizeram estudos e
cálculos teóricos da vazão necessária de fluido e chegaram a 0,1 ml/h. Em seus trabalhos
experimentais, utilizaram baixas vazões de fluidos, entre 200 e 300 ml/h, usinando aço
(080M40), no torneamento, enquanto em um sistema convencional a vazão está em torno
de 5,2 l/min. Um venturi foi utilizado para fazer a mistura do fluido com o ar comprimido (~
34 Psi, 2,4 kgf/cm2). O jato pulverizado é direcionado sobre a superfície de saída da
ferramenta. Da Silva et alli (1998) e Da Silva e Wallbank (1998) continuaram nesta linha de
pesquisa, fazendo testes com vazão de 108 ml/h e monitorando o efeito da lubrificação por
meio do acabamento da superfície, das forças de usinagem e pela temperatura da peça. Os
resultados experimentais encontrados foram bastante encorajadores. Eles acreditam que,
para um futuro recente, a vazão de fluido utilizada tenderá cada vez mais a ser reduzida. A
Figura 11.3 mostra esquematicamente o sistema de mistura do fluido com o ar comprimido.
Este dispositivo foi instalado na posição "B" da Figura 11.2, entre o cavaco e a superfície de
saída da ferramenta.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
mistura
ar + fluido
ar
fluido de corte
Figura 11.3 - Venturi utilizado para fazer a mistura ar- fluido (Machado e Wallbank,
1997 "a" e "b").
No processo de furação das ligas de Al-Si, a chamada lubrificação pseudo-seca ou por
micro-jato está sendo utilizada. Por meio de um venturi, ar e óleo são misturados e, a
ferramenta é pulverizada com um jato, direcionado à superfície de saída da broca. Neste
caso elimina-se a aresta postiça de corte, devido a ação lubrificante do fluido e o cavaco
permanece praticamente seco (Cselle, 1997).
Santos (2002) realizou ensaios avaliando o desempenho de brocas de aço rápido, a
seco e em mínima quantidade de fluido de corte (MQF) e encontrou bons resultados,
conforme apresentado na Figura 11.4.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
VIDA (NÚMERO DE FUROS)
600
500
400
SECO
300
MQF
200
100
0
SR
TiN
TiCN
WC/C
MC
Figura 11.4 – Desempenho das brocas de aço-rápido no corte a seco com aplicação
de mínima quantidade de fluido (Santos, 2002).
Sistema a Alta Pressão
Neste método o objetivo principal é melhorar a quebra do cavaco. Um jato de fluido, a
alta pressão (48,1 kgf/cm2 à vazão de 15,1 l/min), é jogado em duas direções: na primeira,
sobre o cavaco, na direção sobre-cabeça (A da Figura 11.2). Na outra, contra o cavaco na
superfície de saída da ferramenta, conforme direção B da Figura 11.2. Machado (1990),
utilizando este método no torneamento e aplicando o jato nas direções A e B, obteve bons
resultados usinando ligas aero-espaciais, como de titânio e de níquel, que possuem difícil
controle do cavaco pelos métodos convencionais. Este método também foi utilizado no
processo de fresamento por Kovacevic et alli (1995).
Com o principal objetivo de incrementar a lubrificação na interface cavaco-ferramenta,
foi desenvolvido um sistema em que o conjunto suporte e ferramenta de corte é vazado,
permitindo o fluido passar pelo seu interior, chegando até a superfície de saída da
ferramenta (Iscar, 1991). Com isto, o fluido chega à interface com alta pressão (variável
entre 1,03 kgf/cm2, para uma vazão de 0,3 l/min, e 25,83 kgf/cm2, para uma vazão de 2,3
l/min), reduzindo o contato cavaco-ferramenta. A camada de fluido na interface reduz em
muito a fonte geradora de calor, na zona de cisalhamento secundária, que está na zona de
aderência. O calor então é principalmente gerado nas zonas de cisalhamento primária, no
plano primário e entre a superfície de folga da ferramenta e a peça. Neste sistema a
ferramenta de corte mantém seu interior e a superfície de saída constantemente sob
resfriamento, mantendo-se fria. O cavaco é resfriado depois de ser deformado no plano
primário, o que no caso do método de aplicação sobre-cabeça o resfriamento é simultâneo à
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
deformação. Isto tende a reduzir a temperatura nesta região e aumentar a resistência ao
cisalhamento do material da peça, aumentando as forças de usinagem.
Este sistema foi aplicado com sucesso na usinagem dos aços SAE 4140, inoxidável
SAE 316 e do Inconel 718 (Iscar, 1991). Na Figura 11.5 mostra-se, esquematicamente, a
proposta deste método, chamado de “jet-cut”.
peça
cavaco
fluido de corte
ferramenta
porta
ferramenta
fluido
rotação
avanço
Figura 11.5 - Princípio de operação do “jet-cut” (Iscar, 1991).
11.6 - Problemas Causados ao Meio Ambiente e à Saúde Humana
Os fluidos de corte podem produzir alguns efeitos prejudiciais, como:
• Contaminação do meio ambiente, como dos córregos, lagos e rios;
• A procriação de fungos e bactérias;
• A produção de vapores tóxicos, com fortes odores desagradáveis, inclusive
podendo provocar doenças respiratórias;
• Doenças de pele, entre elas pequenas alergias e dermatites;
• Doenças pulmonares, como bronquite e asma;
• Câncer de vários tipos como, de cólon, bexiga, pulmão, pâncreas, sinunasal,
laringe, entre outros.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Riscos de combustão, e até de explosão.
Em geral, os fluidos de corte, desde que corretamente usados, apresentam pouco ou
nenhum risco ao operador. Deve-se fazer freqüentemente um controle adequado da
quantidade de fungos e de bactérias e do pH. Entretanto, o contato freqüente e prolongado
com óleos minerais, pode originar diversas formas de irritações de pele (dermatites) e em
casos excepcionais até o câncer de pele entre outros (Samitz, 1974, Runge e Duarte, 1987,
Törok et alli, 1991, Batzer e Sutherland, 1998).
Os óleos de corte emulsionáveis normalmente são alcalinos, e com o tempo de
contato, reduzem a gordura da pele, ressecando-a e causando erupções. Se não se fizer um
tratamento apropriado, a pele poderá tornar-se dolorida e vermelha com erupções. Esta
doença é chamada de dermatite, que se diferencia da alergia, já que esta última é bem
menos comum e, geralmente, reaparecem com um novo contato com o alergênio, o que
pode provocar a transferência do operador para outro serviço.
A dermatite pode ser eficientemente controlada, quando os operadores são
convencidos à prática de uma boa higiene pessoal, aplicando cremes protetores apropriados
antes do início do serviço e após o trabalho (Barker, 1974).
11.7 - Fluidos de Corte e Suas Relações com o Meio Ambiente
Fluidos Biodegradáveis e Bioestáveis
O conceito de biodegradabilidade não pode ser aplicado aos fluidos de corte solúveis
(emulsões e soluções) da mesma maneira como é aplicada aos produtos de consumo
doméstico. Estes são descartados quase que imediatamente após o uso: o detergente
usado para lavar louças somente precisa estar estável por poucos minutos. O tempo de
exposição para o ataque por microorganismos é muito pequeno para resultar em qualquer
efeito negativo a ser notado pelo usuário desses produtos. Nos sistemas de esgotos e de
tratamento de água, entretanto, estes produtos devem ser facilmente degradados.
Numa máquina operatriz, a emulsão ou solução deve durar o maior tempo possível.
Portanto, um fluido de corte não pode ser biodegradável; ao contrário, o fluido de corte
solúvel deve ser bioestável e compatível com o ambiente. É desejável que a água resultante
do descarte da emulsão não contenha produtos agressivos à fauna e à flora aquáticas. Para
isso, é necessário que a formulação de fluidos de corte contenha componentes que facilitem
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
e reduzam o custo do descarte. Fenóis e nitritos, usados na formulação dos fluidos
emulsionáveis, passam para a fase aquosa do fluido e, no descarte, encontram-se na água
resultante da quebra das emulsões. É desejável a sua ausência ou a presença apenas em
quantidades mínimas. Isto pode ser conseguido através da formulação de fluidos com
materiais “duros” ao ataque por microorganismos para que biocidas não sejam necessários,
ou sejam apenas em quantidades mínimas, e fazer com que as emulsões durem o maior
tempo possível, para reduzir ao mínimo a quantidade de fluido a ser descartada (Runge e
Duarte, 1987).
Técnicas Usadas na Análise de Contaminação Industrial
Verificação da Existência de Fungos
Fungos são organismos pluricelulares pertencentes à divisão do reino vegetal
conhecido como tallophyta. Cada fungo é constituído de (Runge e Duarte, 1987):
- Micélio, que é o talo;
- Esporângio, que é um organismo aeróbico de reprodução.
Na indústria, a verificação da existência de fungos é feita normalmente usando-se o
Teste com Lâminas de Imersão BCB (Roche) pela sua facilidade de manuseio. Estas
possuem três divisões com três meios de cultura diferentes, uma das quais é agar
Saboroud, meio apropriado para o crescimento de fungos. Este teste normalmente é
escolhido, entre vários outros, por ser simples e poder ser executado pelos operadores. Ele
permite que se determine seletivamente a quantidade de fungos e bactérias com precisão
suficiente.
Em laboratórios usam-se placas com agar saboroud pois, até o momento, fornecem os
resultados mais seguros por ter uma área de exposição maior e inibidores de crescimento
de bactérias para favorecer o desenvolvimento dos fungos.
Verificação da Existência de Bactérias
As bactérias necessitam de água para sua proliferação. Portanto, os óleos de corte
deverão ser estéreis quando secos.
Bactérias estão sempre presentes em emulsões durante o seu uso. Porém, mais
importante que o total das bactérias presentes é o seu tipo.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Nos fluidos encontram-se usualmente todos os três tipos de bactérias existentes
(Runge e Duarte, 1987):
• Aeróbicas;
• Anaeróbicas e,
• Anaeróbicas facultativas.
O crescimento das bactérias na natureza e no laboratório está limitado pela diminuição
dos nutrientes ou pelo acúmulo de substâncias tóxicas provenientes da própria nutrição das
bactérias.
Quando se inocula um meio para o cultivo de bactérias, estas podem se desenvolver
rapidamente, mas o usual é que as bactérias precisem de um tempo até atingir uma
velocidade de crescimento constante.
Algumas bactérias têm a capacidade de formar endosporo, espécie de célula muito
resistente que se mantém em estado de repouso enquanto as condições do meio são
adversas e que formarão uma nova célula vegetativa assim que as condições se tornarem
favoráveis. Tem como principal característica sua elevada resistência térmica.
As bactérias aeróbicas proliferam somente na presença do oxigênio. Os tipos mais
comuns são as pseudomonas, que proliferam usualmente entre 10 e 400C e são
freqüentemente encontradas em emulsões e as nocardias, que existem numa faixa de
temperatura entre 40 e 600C e são encontradas usualmente em emulsões para a laminação
de metais, onde esta faixa é bastante comum.
As bactérias aeróbicas consomem o oxigênio das emulsões. Se na superfície da
emulsão estiver presente uma camada de óleo que impeça a sua oxigenação, prevalecem
então as condições para o crescimento das bactérias anaeróbicas, que são as principais
responsáveis pelos maus odores. As bactérias anaeróbicas facultativas (incluindo os
coliformes), estão presentes no solo e nas sujeiras.
Numa indústria existem constantes fontes de contaminação, tornando-se impossível
eliminar totalmente os microorganismos dos fluido, mas pode-se mantê-los em níveis
toleráveis, através de meios de controle, como:
• biocidas;
• raios ultravioleta (pouco efetivos, devido à sua pouca penetração no líquido);
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• campos magnéticos (pouco eficientes);
• raios gama (existem equipamentos eficientes, mas seu uso exige cuidados
especiais);
• calor (pasteurizaçao - aquecimento até temperatura específica e resfriamento
rápido, usualmente muito dispendiosa);
• ultra-som;
• microondas (bastante efetivas).
Para a análise de bactérias redutoras de sulfato (desulphovibrio desulphuricans) que
produzem o cheiro de H2S, recomenda-se usar agar sulfito de ferro em tubos de ensaio. O
meio possui os nutrientes básicos para o crescimento microbiano (fonte de carbono,
nitrogênio, enxofre e outros). O sulfito de sódio age como antioxidante, retirando o oxigênio
do meio e criando uma atmosfera anaeróbica. O sulfato de ferro é a fonte de sulfato que
será reduzido pelas bactérias em sulfeto que, em presença de ferro, forma precipitado preto
de sulfeto de ferro.
O escurecimento do meio é uma indicação da presença de bactérias redutoras de
sulfato. A colocação de uma camada de óleo por cima do meio da cultura no tubo favorece o
desenvolvimento das bactérias, pois impede a entrada do oxigênio.
Ocasionalmente podem ser encontradas nas emulsões as seguintes bactérias
patogênicas (Runge e Duarte, 1987 e Törok et alli, 1991):
• Staphylococus aureus (produz infecções na pele);
• Streptococus pyogenes (produz irritação na garganta);
• Pseudomas pyanocea (resulta em cortes inflamados na pele do operador);
• Salmonella (causa envenenamento alimentar);
• Shigella (causa disenteria).
A primeira linha de defesa contra o ataque bacteriano é a educação dos operadores
para que não tratem os reservatórios de fluidos como depósito de lixo. Não devem ser
jogados no sistema materiais orgânicos, tais como pontas de cigarro ou restos de comida.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Também devem ser evitados mistura com outros lubrificantes (óleo hidráulico,
lubrificante de guias ou engrenagens e outros). Normalmente estes óleos não são
compatíveis com as emulsões ou são emulgados apenas de maneira difícil e lenta,
formando uma barreira à oxigenação e favorecendo a proliferação de bactérias anaeróbicas.
A insuflação de ar no fundo dos reservatórios mantém as emulsões agitadas e aeradas.
Proliferação das Bactérias
As bactérias proliferam preferivelmente num ambiente de pH entre 6 e 8. Recomendase manter o pH acima de 8, através da adição de materiais alcalinos.
O ataque bacteriano resulta nas seguintes conseqüências:
• Redução do pH. Em geral, as bactérias produzem materiais ácidos em
conseqüência do seu metabolismo, reduzindo o pH.
• Maus odores;
• Instabilidade da emulsão. Como conseqüência do consumo de emulgadores da
emulsão, inicialmente forma-se uma emulsão mais “grossa”, devido ao aumento do
tamanho dos glóbulos de óleo. À medida que avança o consumo de emulgadores, resulta
na quebra da emulsão. A presença de bactérias redutoras de sulfato reduz a vida da
emulsão devido ao consumo do enxofre dos emulgadores. A redução do pH, tem efeito
negativo sobre a estabilidade da emulsão;
• Corrosão nas peças e nos componentes metálicos da máquina operatriz, devido
a:
- consumo dos inibidores de corrosão, particularmente o nitrito de sódio (NaNO2);
- produção de ácidos (H2S), entre outros, reduzindo o pH da emulsão;
- consumo de películas protetoras deixadas sobre as peças;
- oxidação do ferro, por ação indireta, produzindo ferrugem.
A corrosão pode ser provocada pelo crescimento de colônias de bactérias aeróbicas
ou anaeróbicas, sendo observado inicialmente por certos pontos de coloração diferente
sobre a superfície (TÖrÖk et alli, 1991).
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Partículas de Fluido de Corte Suspensas no Ar
Um outro fator importante nos fluidos de corte está no fato de partículas líquidas e de
gases, de diâmetros muito pequenos (da ordem de 2,5 µm), se desprenderem do volume e
ficarem suspensas no ar. Isto é aumentado principalmente em máquinas que jogam o fluido,
praticamente pulverizado na região de corte. Organizações internacionais de controle
ambiental e de saúde ocupacional, como as americanas “Ocupational Health and Safety
Administration” e “United Auto Workers” estão reduzindo cada vez mais os limites toleráveis,
de 5,0 para 0,5 mg de partículas suspensas por m3 de ar ambiente. Partículas menores que
10 µm têm grande probabilidade de serem depositadas nas vias aéreas da traquéia e nas
regiões pulmonares. Com isto, apresentam grande potencial de provocarem doenças
respiratórias nas pessoas que convivem diretamente sob esta atmosfera (Batzer e
Sutherland, 1998).
Foram desenvolvidos instrumentos de medição, com o objetivo de verificar a
distribuição de partículas menores ou iguais a 10 µm. Mas para o futuro bem próximo, os
novos instrumentos farão o monitoramento de partículas com diâmetros menores que 2,5
µm.
Processos de Descarte dos Fluidos de Corte
Descarte de Emulsões
Podem ser divididos em processos químicos e físicos. A combinação dos dois também
pode ser utilizada. A seleção dos processos depende do estado de contaminação das
emulsões, da sua composição, das condições locais, da legislação do meio ambiente na
região e do custo de cada processo. De qualquer maneira os três estágios seguintes são
comuns:
• quebra da emulsão;
• separação do óleo, e
• tratamento da água separada.
Nos processos químicos, adicionam-se ácidos para quebrar as emulsões pela
degradação dos emulgadores. Nos físico-químicos, a reação química é reforçada pelo
aquecimento da emulsão. No processo físico, como a ultrafiltração, a emulsão com
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
diferentes tamanhos moleculares do óleo e da água, é forçada a passar através de
permeadores, com poros de diferentes diâmetros. Deste modo, a cada passagem da
emulsão, somente a água prossegue o fluxo. Os demais resíduos ficam retidos e a água
pode ser então descartada. Um outro processo físico é a quebra térmica. Por meio de
evaporação, a fase aquosa é retirada da emulsão. O óleo permanece presente, por
apresentar ponto de ebulição mais elevado. O óleo separado nos processos de quebra
térmica contém quantidades de resíduos que permitem a sua utilização em processos de rerefino.
Descarte de Soluções
O tratamento de fluidos de corte sintéticos através de sistemas convencionais de
descarte, envolve a compreensão da química coloidal e tensoativa de cada fluido a ser
descartado. Os óleos não se diluem nos fluidos sintéticos. Portanto, a etapa de separação
do óleo, no caso das emulsões, aqui é dispensada. Através da escolha do tipo e da
dosagem de coagulante polimérico e tomando-se por base as faixas de pH encontrados, a
taxa desejada das reações de precipitação pode ser controlada e a água efluente
posteriormente com o seu pH controlado para posterior descarte (Runge e Duarte, 1987).
11.7 - Seleção do Fluido de Corte
A seleção de um fluido de corte ideal é difícil, devido à grande variedade de produtos
disponíveis no mercado. O custo é alto e a utilização de um fluido de corte tem que
compensar economicamente, isto é, os benefícios devem superar os custos do produto.
Existem várias operações em que o corte é realizado a seco (no ar), onde economicamente
não se justifica o emprego do fluido de corte. Torneamento e fresamento de ferro fundido
cinzento, alumínio e magnésio são exemplos de operação a seco. Em contrapartida, existem
muitas operações onde o emprego do fluido de corte é vital. Em termos de consumo
industrial, os óleos emulsionáveis estão bem à frente dos demais. Porém, os novos
produtos, principalmente os sintéticos, estão cada vez mais conquistando os consumidores.
Os ensaios de laboratório devem ser usados como critério de seleção correta do fluido
de corte e de aditivos, apesar da maioria dos fabricantes fornecerem tabelas e diagramas
que ajudam o consumidor a selecionar o produto. É comum encontrar na literatura tabelas
completas, com a indicação do nome do produto, descrição do produto, concentração
recomendada, material a usinar, para vários fornecedores, com telefone e endereço das
Sandro Cardoso Santos
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
companhias. Estas tabelas são úteis e devem ser usadas como ponto de partida (Machining
Data Handbook, 1990).
Pelo menos três informações relevantes devem ser consideradas, antes de se decidir
por um determinado fluido de corte: os materiais da peça e da ferramenta e o processo de
usinagem, entre outros.
Material da Peça
A) Materiais Ferrosos
Ferro Fundido - Os ferros fundidos cinzentos produzem cavacos de ruptura e são
normalmente usinados a seco. Os cavacos são muito pequenos e abrasivos, quimicamente
bastante reativos ao ponto de exercerem um efeito físico sobre as emulsões no sentido de
empobrecê-las (reduzindo a concentração e, em conseqüência, produzindo corrosão). O
efeito químico sobre as emulsões reside na formação de sabões de ferro, resultando em
emulsões instáveis e de coloração que pode variar entre o vermelho, rosa e marrom.
Entretanto, um óleo emulsionável pode ser útil para remover o cavaco.
Na usinagem do ferro fundido maleável, se for usado fluido de corte, este deve ser
óleo puro. Porém, os cavacos decantam-se com dificuldade, requerendo sistemas de
purificação mais complexos ou algum tipo especial de emulsão.
A usinagem do ferro fundido branco é difícil e geralmente requer aditivos EP nas
emulsões.
Aços - Este grupo concentra o maior volume de material usado industrialmente e
existe uma variedade muito grande de composições disponíveis. Assim, todos os tipos de
fluidos podem ser usados. A escolha depende da severidade da operação e da resistência
do aço. Aço inoxidável austenítico e aços resistentes ao calor tendem a encruar de maneira
idêntica às ligas de níquel e a escolha do fluido tende a ser similar.
B) Materiais não-Ferrosos
Alumínio e suas Ligas - Podem muitas vezes ser usinados a seco. Porém, as ligas
de alumínio conformadas com alto teor de carbono, requerem um fluido de corte com alta
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capacidade refrigerante. Quando cavacos longos são formados, a área de contato é grande
e requer lubrificação adequada. As ligas de alumínio e silício também requerem boa
lubrificação. Se a precisão dimensional for importante, deve-se usar um bom refrigerante,
devido ao alto valor do coeficiente de expansão térmica. Uma escolha correta seria emulsão
com uma mistura de óleo mineral e gordura e a maioria das emulsões solúveis. Alumínio
não exige aditivos EP e o enxofre livre ataca o metal instantaneamente.
Magnésio e suas Ligas - São normalmente usinados a seco. A altíssimas
velocidades de corte, entretanto, um refrigerante pode ser utilizado. Emulsões são proibidas
porque a água pode reagir com o cavaco e liberar hidrogênio, apresentando assim risco de
ignição. Geralmente, usa-se óleo mineral ou mistura de óleo mineral com gorduras e, como
no caso do alumínio, o enxofre ataca o metal.
Cobre e suas Ligas - Podem ser divididos em três grandes grupos:
Ligas de fácil usinagem - Incluem a maioria dos latões e alguns bronzes ao fósforo
fundidos. Eles possuem alta resistência à tração, baixa ductilidade e geralmente adição de
elementos de liga de corte fácil (chumbo, selênio e telúrio). Isto significa que eles são
usinados mais facilmente que as ligas de outros grupos. Uma emulsão de óleo solúvel é
suficiente para praticamente todas as situações.
Ligas de usinabilidade moderada - São os latões sem chumbo, alguns bronzes ao
fósforo e bronzes ao silício. Eles tem alta ductilidade, o que acarreta um alto consumo de
potência e dificulta a obtenção de bom acabamento superficial. Geralmente, emulsão de
óleo solúvel ou mistura leve de óleo mineral com gordura satisfaz as exigências.
Ligas de difícil usinagem - Tais como ligas sem chumbo, as ligas de níquel-prata e
os bronzes ao fósforo. Eles tem baixa resistência e grande tendência ao arrancamento e
geralmente produzem cavacos longos. Neste caso uma forte mistura de óleo mineral com
gordura deve ser usada para preenchimento dos requisitos. Todos os metais amarelos são
manchados por qualquer óleo contendo enxofre livre.
Ligas de Níquel, Titânio e Cobalto - São ligas resistentes ao calor chamadas de
super-ligas. São difíceis de usinar e apresentam grande tendência a encruarem,
principalmente as ligas de níquel. A escolha do fluido de corte dependerá da operação de
corte. Em condições severas, aditivos são freqüentemente usados. Enxofre livre, entretanto,
pode causar deterioração da peça.
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Material da Ferramenta
A escolha de um material para ferramenta para uma dada aplicação indicará o
potencial de taxa de remoção de material. Esta taxa de remoção de material, por sua vez,
indicará as temperaturas de corte e as tensões na ferramenta que provavelmente serão
encontradas.
Como as ferramentas de aço-carbono e aço-liga só podem ser usadas a baixas
velocidades, ou seja, não suportam altas temperaturas, é essencial que se use uma
refrigeração adequada. Os aços-rápidos também requerem uma refrigeração suficiente. Na
usinagem de materiais tenazes, aditivos anti-aderentes devem ser usados.
As ligas fundidas, metais duros e cermets (WC/TiC) possuem dureza mais elevada
que as ferramentas de aço e, portanto, suportam trabalhar em temperaturas mais elevadas.
Como a taxa de remoção de material é alta quando se utiliza estas ferramentas, a aplicação
de um fluido refrigerante torna-se necessário para aumento da vida da ferramenta. Os óleos
emulsionáveis são usados com freqüência, mas a escolha correta deve variar de acordo
com a severidade da operação. O uso das cerâmicas tem aumentado consideravelmente
nos últimos tempos. Devido à alta fragilidade destes materiais, deve-se tomar cuidado ao se
aplicar um refrigerante, pois os choques térmicos podem acarretar trincas superficiais. As
cerâmicas à base de nitreto de silício são menos susceptíveis a este tipo de problema, por
serem mais tenazes que as cerâmicas à base de Al2O3 (alumina) . Se o fluido de corte vai
reduzir a temperatura sem causar trincas, ele será sempre recomendado para aumentar a
vida da ferramenta. Em algumas aplicações, principalmente na usinagem das super-ligas, o
desgaste de entalhe irá predominar e, neste caso, o fluido de corte deverá ser usado com
certa reserva, pois a atmosfera pode alterar o mecanismo de desgaste. Os materiais
ultraduros, tais como o PCD (diamante policristalino) e CBN (nitreto cúbico de boro), são
resistentes o suficiente para suportarem os choques térmicos e não existem contra
indicações quanto ao uso do fluido de corte.
Processo de Usinagem
A severidade dos processos de usinagem varia desde os mais pesados cortes de
brochamento até os mais leves de retífica. A escolha do fluido de corte, portanto, irá variar
desde os mais ativos tipos de óleo de corte até os óleos emulsionáveis de baixa
concentração. É comum encontrar literaturas que orientam a escolha do fluido, de acordo
com a operação de corte (Ferraresi, 1977, Runge e Duarte, 1987 e Shell, 1991).
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Outros Fatores
Fatores que inicialmente são desconsiderados, podem influenciar bastante a seleção
de um fluido e são enumerados a seguir:
Aceitação pelo Operador da Máquina
Os fluidos de corte solúveis, quando corretamente mantidos, são mais agradáveis ao
contato humano, principalmente em se considerando que o operador de uma máquina
operatriz pode estar em contato direto com o fluido durante muitas horas por dia. Para
reforçar sua aceitação, os fabricantes de fluidos freqüentemente incluem em sua formulação
corantes e/ou odorizantes. Fluidos levemente transparentes também facilitam a visualização
do corte, permitindo acompanhamento visual do processo.
Facilidade de Descarte
A preocupação de assegurar a manutenção apropriada dos fluidos deve sempre ser
considerada, para que a quantidade a ser descartada e a freqüência sejam as menores
possíveis. Porém, todos os fluidos chegarão ao fim de sua vida útil e deverão ser
descartados. As legislações ambientais são a cada dia mais rigorosas e jogar emulsões
usadas diretamente no esgoto ou num córrego no fundo da propriedade não é mais
aceitável. Existem processos físicos, químicos e combinados para o correto descarte. O
descarte, seja ele feito pelo próprio usuário ou por outra empresa especializada, sempre
representa um custo, que deve ser levado em consideração ao se selecionar o fluido de
corte.
Saúde Humana e a Contaminação do Fluido
Óleos solúveis, quando não corretamente mantidos, rapidamente degradam-se pela
ação bacteriana que age tanto sobre os componentes do próprio fluido como em seus
contaminantes (cavacos, sujeiras, etc.) e por maus hábitos dos operadores (cuspir na
emulsão, jogar pontas de cigarro, etc.).
Em pequenas e até em grandes oficinas e fábricas, fatores relacionados à limpeza
deixam em muito a desejar. A manutenção destes fluidos é essencial e deve ser levada a
sério, pois poderão causar inclusive danos à saúde do operador. Isto conduz aos fluidos
integrais, que são mais resistentes, o que pode justificar sua seleção. Além deste, fatores
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
como a capacidade de ser reciclado a menores custos, entre outros, devem ser
considerados.
Fatores Econômicos
Além dos fatores importantes citados acima, o custo do fluido é fundamental para uma
tomada de decisão. Os óleos emulsionáveis tem um bom preço no mercado e muitas vezes
é um fator chave na escolha. Ela não deve ser feita com base no seu custo por litro. Devese fazer um estudo de custo/benefício que viabilize a escolha. Deve-se considerar neste
estudo, além de outros fatores, o número de afiações da ferramenta, vida da ferramenta
entre as afiações, tempo de máquina parada, tempo ocioso do operador, facilidade de
descarte, durabilidade do fluido e custo de reciclagem.
Para algumas situações, a seleção do fluido de corte é realmente complicada, como
no caso das células flexíveis de manufatura. Nestas células, várias operações de usinagem
podem ser feitas e uma variedade enorme de materiais podem ser usinados. É difícil,
portanto, satisfazer a todas as situações simultaneamente.
11.8 - Alguns Trabalhos Visando Avaliar o Desempenho dos Fluidos
A literatura mostra vários testes visando avaliar o desempenho de fluidos de corte.
Estes testes podem ser divididos em duas categorias: os que não envolvem usinagem (são
realizados em laboratório) e os que envolvem usinagem. Neste item serão mostrados alguns
trabalhos disponíveis na literatura.
Testes que não Envolvem Usinagem
Entre os que não envolvem usinagem está o teste a quatro esferas ("four balls") que
consiste em um reservatório fechado, quatro esferas de aço e um volume apropriado de
fluido em teste (ASTM D3233). Uma das esferas é colocada em rotação sobre as demais
sob ação de um carregamento conhecido. Uma forma de realizar o ensaio é deixar o
conjunto em teste até haver a fusão das esferas. Caso não ocorra a fusão, o ensaio é
interrompido e a superfície das esferas é avaliada, principalmente quanto a lascamentos. O
tempo necessário para isso ocorrer é controlado e o fluido de melhor desempenho é aquele
que apresentar maior tempo. O ensaio apresenta outras variantes, como a aplicação da
carga se efetuar de forma progressiva e controlada. Este método objetiva avaliar o
desempenho dos aditivos de extrema pressão, principalmente nos óleos integrais. O ensaio
não mostra boa correlação com a performance do fluido na usinagem (Skells e Cohen,
Sandro Cardoso Santos
204
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
1976). Na realidade o método foi desenvolvido especificamente para classificar o óleo
lubrificante de máquinas.
Uma outra metodologia experimental, sem envolvimento de usinagem, foi proposta por
Shaw et alli (1960). O objetivo era de verificar o comportamento do tetra-cloreto de carbono,
CCl4, na usinagem. O método consiste em aplicar uma esfera dura, com carregamento
conhecido, contra uma superfície de um material mole. A superfície é montada sobre uma
base com movimento de rotação e possui um furo de diâmetro menor que o da esfera. O
teste se processa até que a superfície se deforme plasticamente. O toque necessário para
promover a deformação é monitorado. Sob certas condições o CCl4 atua como um mau
lubrificante aumentando o coeficiente de atrito comparado com o ar. Entretanto, em baixas
velocidades de corte ele é um dos fluidos mais eficazes que se tem conhecimento, do ponto
de vista de redução de forças de usinagem e melhoria no acabamento da superfície.
Shirakashi et alli (1978) também fizeram um estudo utilizando esta metodologia para simular
o comportamento do CCl4 na usinagem de aços em baixas velocidades de corte.
Sales (1999) utilizou a técnica de esclerometria pendular para avaliar a performance
de diversos fluidos de corte. O instrumento desenvolvido por Franco (1989) é mostrado na
Figura 11.6 e consiste de um pêndulo, com uma ferramenta de metal duro na extremidade,
liberado a uma altura e energia conhecida. O corpo de prova é fixado na parte inferior do
instrumento. O metal duro passa riscando o corpo de prova e eleva até outra altura e a
diferença delas é a energia consumida no risco. A superfície fica imersa em cada fluido em
avaliação. O corpo de provas é pesado antes e após o risco e com isso tem-se a perda de
massa. A relação entre a perda de massa e a energia consumida, fornece um importante
parâmetro para análises qualitativas dos fluidos, denominada por energia específica.
Escala de
Energia [J]
Penetrador
Porta penetrador
Porta amostra
Sandro Cardoso Santos
205
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 11.6 - Diagrama do esclerômetro pendular, mostrando os diversos
componentes do instrumento (Franco, 1989).
Na Figura 11.7 mostram-se os resultados experimentais obtidos nos ensaios.
3,5
Seco
3,0
Energia Específica [J/mg]
Integral
2,5
Emulsionável 5%
2,0
Sintético 1 - 5%
1,5
Sintético1
Água
Seco
1,0
0,5
Integral
Sintético2
Sintético 2 - 5%
Emulsionável
Água
0,0
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
10,0
12,0
14,0
16,0
18,0
Perda de Massa [mg]
Figura 11.7 - Energia específica consumida em amostras aço ABNT NB 8640
submersas em fluidos de corte. Pontos experimentais (Sales, 1999).
Testes que Envolvem Usinagem
Existem na literatura vários testes de usinagem que normalmente são realizados a
baixas velocidades de corte, com objetivo principal de caracterizar as qualidades
lubrificantes do fluido.
Ladov (1974) propôs uma metodologia de avaliação de fluidos de corte. Consiste em
usinar uma superfície chanfrada ("tapping test") e fazer o monitoramento do torque de
usinagem. Lorenz (1985) utilizou uma metodologia similar. Utilizou o processo de
roscamento em superfícies previamente chanfradas. Ele apresentou toda uma metodologia
experimental e estatística no tratamento dos dados objetivando normalizar o procedimento
de classificação dos fluidos.
Sandro Cardoso Santos
206
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Wakabayashi e Ogura (1989) propuseram um método, derivado do "tapping test",
realizado no torneamento. A principal grandeza monitorada é o consumo de energia durante
a usinagem da superfície no ensaio. Também é medido o máximo torque. Segundo eles, o
"tapping test" é aceitável por apresentar uma boa correlação com os resultados práticos,
apresentar um alta reprodutibilidade e sensibilidade, ser simples e rápido e finalmente, por
utilizar corpos de prova também simples e em pequena quantidade. Eles mostraram o
desempenho de fluidos com diferentes quantidades de aditivos EP por meio das curvas de
energia consumida durante a usinagem do chanfro.
De Chiffre et alli (1990) propuseram a utilização do processo de alargamento para
usinar o chanfro interno numa superfície. A superfície de teste foi previamente usinada com
um ângulo estabelecido. Foram monitorados os momentos torçores nas direções de corte e
de recuo. Este método é mais uma variante do "tapping test" e objetiva avaliar a eficiência
lubrificante dos fluidos. Eles avaliaram os fluidos mineral integral, emulsionável, semisintético e sintético. Os melhores resultados foram encontrados para o óleo mineral integral.
Este método é realizado em velocidades de corte baixas, em torno de 6,5 m/min. Isto limita
a extrapolação de seus resultados para aplicações práticas.
Em operações envolvendo usinagem existem diversos trabalhos. Principalmente na
furação, que é um processo em que a geração de calor e os mecanismos de formação do
cavaco se processam em regiões de difícil acesso ao fluido. Normalmente são ensaios de
longa duração, o que os torna onerosos. Como exemplo, De Chiffre (1978) avaliou a
performance de fluidos mineral integral, emulsionável e sintético aditivado com enxôfre e
cloro. Ele utilizou os processos de furação e alargamento e monitorou os momentos torçores
nas direções de corte e de recuo. Utilizou outras duas variantes da furação e do
alargamento, executando furos sobre pré-furos e alargando superfícies cônicas. Ele mostrou
que o desempenho dos fluidos de corte é fortemente sensível ao processo, às condições de
corte, bem como ao critério de performance estabelecido.
Kurimoto e Barrow (1981) estudaram a influência dos fluidos emulsionável e mineral
integral no desgaste de ferramentas de aço rápido. Os fluidos foram testados com e sem a
presença de aditivos EP. Eles realizaram ensaios no torneamento, monitorando as forças de
usinagem, a temperatura na interface cavaco-ferramenta pelo método do termopar
ferramenta-peça, a vida da ferramenta, a espessura do cavaco e a área de contato cavacoferramenta. Segundo eles, os resultados encontrados mostraram que dos fluidos testados
em condições reais de usinagem, os minerais integrais não penetraram na interface e
consequentemente não atuaram como lubrificantes, enquanto os fluidos emulsionáveis
apresentaram uma considerável penetração.
Sandro Cardoso Santos
207
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Em um novo trabalho Kurimoto e Barrow (1982) persistiram no estudo de
acessibilidade dos fluidos na interface. Neste trabalho eles avaliaram a influência dos fluidos
emulsionáveis no desgaste de ferramentas de metal duro. Segundo eles, os resultados
encontrados mostraram que nenhum dos fluidos testados apresentaram resultados
representativos sobre os parâmetros avaliados, indicando que eles não penetram na
interface cavaco-ferramenta para exercer a ação lubrificante e a ação refrigerante não é
suficientemente grande para afetar os mecanismos de formação do cavaco. Analisando
estes dois trabalhos de Kurimoto e Barrow nota-se que a alteração de qualquer componente
do sistema tribológico, como material da ferramenta e/ou da peça, composição do fluido e
parâmetros de corte, os resultados podem mudar completamente. Isto confirma a natureza
sistêmica da usinagem dos metais.
Säynätjoki e Routio (1992) realizaram ensaios experimentais de usinagem, na furação,
seguindo a norma ISO 3685 (1977), que padronizou ensaios de vida de ferramentas. Eles
avaliaram fluidos emulsionáveis com dois tipos de óleos básicos: mineral e vegetal. Eles não
encontraram diferenças significativas entre os fluidos testados.
Machado e Wallbank (1997a) propuseram uma nova técnica para testar os efeitos
lubrificantes dos fluidos. O método consiste na aplicação de pequenas quantidades de
fluidos (25 ml/h) juntamente com ar comprimido. A mistura ar-óleo é feita por meio de um
venturi e direcionada na superfície de saída da ferramenta, contra o fluxo de cavaco. Eles
realizaram testes no torneamento e monitoraram as forças de corte e de avanço, a
espessura do cavaco e a rugosidade da superfície. Os resultados encontrados,
principalmente para a força de avanço, foram encorajadores.
Motta (1994) e Vieira (1997) realizaram estudos sobre a performance de fluidos
emulsionáveis, semi-sintéticos, sintéticos e a condição a seco para efeitos comparativos,
nos processos de torneamento e fresamento, respectivamente. Motta (1995) encontrou
melhora substancial na vida das ferramentas, com a utilização de fluidos. Entretanto, Vieira
(1997) encontrou resultados desfavoráveis. Isto confirmou a conclusão encontrada por De
Chiffre (1978), sobre a sensibilidade do fluido ao processo.
Sales (1999), avaliou o desempenho de diversos fluidos de corte, por meio da medição
de forças de corte, utilizando-se de uma plataforma piezelétrica Kistler, no processo de
torneamento. O fluido foi aplicado na posição sobre-cabeça à vazão de 4,5 l/min. Na Figura
7.8 mostra-se os resultados experimentais obtidos.
Os ensaios que envolvem usinagem, normalmente são de longa duração e
dispendiosos. Por isso, existe a tendência de testar os fluidos em laboratório em condições
Sandro Cardoso Santos
208
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
que possam garantir a transferibilidade dos resultados obtidos para as situações reais de
trabalho. Mas isso não irá dispensar os ensaios reais que poderão comprovar os de
laboratório e realmente determinar o desempenho do fluido sob avaliação.
Outros tipos de testes são utilizados, mas com outros objetivos como: controle da
concentração, testes biológicos controlando a quantidade de fungos e de bactérias,
estabilidade das emulsões, viscosidade, concentração de íons H+, pH, entre outros (Metals
Handbook, 1989).
f = 0,138 mm/rev
ap = 1 mm
550
Seco
Emulsionável 5%
Integral
500
Sintético1 5%
Emulsionável
5%
450
Emulsionável 10%
Integral
400
Emulsionável
10%
Sintético 1 5%
350
Seco
Sintético1 10%
Sintético 1 10%
300
9
28
86
172
219
277
vc [m/min]
Figura 11.8 - Variação da força de corte com a velocidade para os diversos fluidos.
Sandro Cardoso Santos
209
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO XII
INTEGRIDADE SUPERFICIAL EM USINAGEM
Introdução
A fabricação de componentes por usinagem, devido ao modo de retirada de material
da peça envolvendo cisalhamento, apresentam as superfícies usinadas com danos
provocados pelo processo. As peças para aplicação nas indústrias automobilística e
aeronáutica apresentam particularidades que tornam complexos o seu dimensionamento e
fabricação. Principalmente na aeronáutica, as peças devem apresentar alta confiabilidade,
pois uma falha pode resultar em conseqüências catastróficas. Por outro lado, o peso
excessivo deve ser evitado por implicar em redução da capacidade de carga e aumentar o
consumo de combustível da aeronave. Como grande parte desses componentes são
submetidos a cargas cíclicas, para que os critérios de segurança sejam atingidos sem
aumento excessivo de peso, é comum que os eles sejam projetados para suportar um
determinado número de ciclos ao longo de sua vida, ao fim do qual a peça é substituída. No
início da década de 1960, a falha prematura de algumas dessas peças foi motivo de
profundas investigações. Como não foram encontrados erros de projeto, fabricação nem na
matéria-prima utilizada, foi investigada a possibilidade de as falhas terem sido provocadas
por alterações nas características do material da peça durante o processo de usinagem. Na
época, os pesquisadores constataram que durante o processo de fabricação podem ocorrer
alterações na superfície ou em uma camada subsuperficial da ordem de grandeza de
micrometros, que podem reduzir a resistência à fadiga da peça. A partir daí surgiu a linha de
pesquisas conhecida como “integridade superficial”.
O termo “integridade superficial” foi citado pela primeira vez em 1964 por Field e
Kahles, como definição para o conjunto de alterações na superfície das peças devido à ação
de ferramentas de corte ou de outros processos de fabricação. As alterações superficiais
podem ser de natureza mecânica, metalúrgica, química ou outros tipos de transformação. A
integridade superficial tornou-se oficialmente um campo de estudos, durante a 21a.
Assembléia Geral do CIRP (Setembro de 1971).
A natureza de uma superfície é caracterizada pela textura superficial e pelas
transformações
metalúrgicas ocorridas na região subsuperficial da peça. O estudo da
integridade superficial pode ser dividido em três níveis, como mostrado na Fig. 12.1. O
conjunto mínimo de informações que permitem a caracterização da natureza da camada
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
superficial da peça, feita por meio da textura, da macro e microestruturas e microdureza. O
conjunto padrão inclui informações a respeito do comportamento da peça usinada, como a
resistência à fadiga, à corrosão sob tensão e as tensões residuais. O conjunto completo
contém os dois primeiros e ainda informações complementares sobre a resistência à fadiga
além de resultados de ensaios mecânicos.
CONJUNTO COMPLETO DE INFORMAÇÕES
CONJUNTO PADRÃO DE INFORMAÇÕES
CONJUNTO MÍNIMO DE INFORMAÇÕES
1. ACABAMENTO SUPERFICIAL
2. MACROESTRUTURA (AUMENTO DE 10 X OU MENOR)
A). MACROTRINCAS
B). MACROATAQUES
3. MICROESTRUTURA
A). MICROTRINCAS
B). DEFORMAÇÃO PLÁSTICA
C). TRANSFORMAÇÃO DE FASE
D). ATAQUE INTERGRANULAR
E). FORMÇÃO DE “PITS”, ETC.
F). RESÍDUOS DE APC
G). CAMADAS FUNDIDAS
H). ATAQUE SELETIVO
1. ENSAIOS DE FADIGA
1. ENSAIOS DE FADIGA (COM O OBJETIVO
DE SE OBTER DADOS PARA PROJETO)
2. CORROSÃO SOB TENSÃO
3. TENSÕES RESIDUAIS E DISTORÇÕES
2. ENSAIOS MECÂNICOS
A TRAÇÃO
B TENSÃO DE RUPTURA
C. FLUÊNCIA
D. OUTROS
4. MICRODUREZA
Figura 12.1. – Níveis de informação para a determinação da integridade superficial de
uma superfície e os seus efeitos.
O nível de conhecimento da integridade superficial das peças depende do quão crítica
é a sua aplicação, pois cada item avaliado contribui para a elevação do custo final da peça.
Em geral, as situações em que a análise da integridade superficial é necessária são as que
envolvem peças de elevado custo de fabricação, com vida pré-determinada ou quando sua
a falha representa riscos à integridade física de usuários.
Textura Superficial
Introdução
Uma superfície, por mais lisa que pareça, apresenta irregularidades inerentes do
próprio processo de geração. Um desenho esquemático de uma superfície real é mostrado
na Fig. 12.2.
As características de uma superfície são definidas em três níveis: erros de forma,
ondulação e rugosidade, de acordo com a distância entre as irregularidades.
Sandro Cardoso Santos
212
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 12.2. Aspecto geral de uma superfície.
A textura da peça mostrada no desenho esquemático da Fig. 12.2 é caracterizada por
dois níveis de irregularidades: um perfil de rugosidade (linha cheia) e outro de ondulação
(linha pontilhada), conforme mostrado na Fig. 12.3.
Figura 12.3 - Perfis de rugosidade e de ondulação de uma superfície.
A rugosidade é caracterizada por irregularidades de menor espaçamento, enquanto a
ondulação corresponde a irregularidades mais espaçadas.
Medição da Textura Superficial
Uma série de fatores justifica o ato de medir a textura superficial de uma peça: a
qualidade da superfície obtida está relacionada com as características do processo de
fabricação. Assim qualquer alteração no processo como uma eventual mudança na dureza
ou na composição química da matéria prima, desgaste excessivo da ferramenta de corte, o
adoção de parâmetros de corte inadequados, instabilidade da máquina apresentam reflexos
na textura da peça produzida. Em outras palavras, pode-se dizer que “a textura superficial é
a impressão digital do processo de manufatura”.
A textura superficial pode estar relacionada ao desempenho do componente fabricado,
no que diz respeito à sua capacidade de operação dentro dos padrões de qualidade e à sua
Sandro Cardoso Santos
213
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
aparência. Nesse aspecto é importante ressaltar que o acabamento da superfície deve
manter o custo de produção dentro de valores aceitáveis.
A função a que o componente é destinado também pode estar intimamente
relacionada à textura da superfície. Um bom exemplo é o caso de duas superfícies em
movimento relativo. Pode-se imaginar que quanto mais lisas forem as superfícies melhor,
mas essa afirmação nem sempre é verdadeira. Em casos em que as superfícies são
lubrificadas, o óleo deve ser mantido nas superfícies e para isso elas devem apresentar
vales para retenção do lubrificante. Uma superfície é mais lisa que o necessário pode
representar custos adicionais sem corresponder a melhora do desempenho. Peças
destinadas a pintura são um exemplo da relação da textura superficial com a aparência do
produto final. A resistência térmica de contato é fortemente dependente da área real de
contato entre duas superfícies e em aplicações que se requer dissipação de calor pode ser
um fator determinante do desempenho.
A determinação de parâmetros que definam a textura de uma superfície é uma tarefa
difícil, devido à sua complexidade. A seguir são apresentadas as definições de alguns
parâmetros que fornecem informações a respeito do perfil de rugosidade.
Quantificação da Textura Superficial
Uma vez mostrada a importância de se controlar a textura superficial de uma peça, é
preciso definir quais grandezas permitam caracterizá-la, bem como as técnicas empregadas
com essa finalidade.
A medição da textura de uma superfície pode ser feita por meio de instrumentos de
contato ou óticos. No primeiro caso utiliza-se um apalpador que percorre a superfície
deslocando-se de acordo com a topografia da região. Os deslocamentos são ampliados e
registrados e então é determinado o perfil da superfície. Na Figura 12.4 mostra-se o
princípio de funcionamento do método de medição da textura superficial por contato. A
amostra e o papel se movimentam em sentidos opostos. O apalpador se desloca na direção
vertical acompanhando a topografia da superfície. O perfil da superfície é ampliado e
registrado no papel. Em termos práticos, a construção de um equipamento (Fig. 12.4)
apresenta uma série de problemas como o comprimento da haste, que deve ser grande o
suficiente para permitir uma ampliação perceptível, dificuldades de se determinar
parâmetros para descrever a topografia da amostra com base no perfil ampliado impresso.
Sandro Cardoso Santos
214
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Ampliação da topografia da superfície
Perfil de rugosidade da superfície
amostra
Ponto de pivotamento da barra
Sentido do movimento da amostra
Papel
Sentido de movimento do papel
Figura 12.4 - Princípio de funcionamento do método de medição da textura superficial
por contato.
Os instrumentos utilizados para a medição da rugosidade de superfícies por contato
seguem o mesmo princípio mostrado na Fig. 12.4, com a diferença que o deslocamento do
apalpador é convertido em sinais elétricos que são amplificados, armazenados e utilizados
para a determinação dos parâmetros.
A topografia de uma superfície influencia o comportamento de um feixe luminoso que
incide sobre ela. Os instrumentos que utilizam o princípio ótico funcionam com base nesse
princípio.
Existe um grande número de parâmetros que definem a rugosidade de uma superfície,
que podem ser divididos em três grupos de acordo com o perfil de rugosidade quantificado:
• Parâmetros de amplitude: são determinados em função da altura dos
picos e/ou profundidade dos vales a partir um referencial na horizontal;
• Parâmetros de espaçamento: são determinados em função da
distância entre as irregularidades ao longo da superfície;
• Parâmetros
híbridos:
são
determinados
pela
combinação
dos
parâmetros de amplitude e de espaçamento.
Sandro Cardoso Santos
215
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Para que seja feita a medida da rugosidade é preciso antes apresentar algumas
definições fundamentais.
Comprimento de avaliação
Os comprimentos avaliados na quantificação da textura de uma superfície são
divididos em três comprimentos característicos, mostrados na Fig. 12.5.
O comprimento de amostragem corresponde a cada trecho utilizado para o cálculo dos
parâmetros. Ele deve ser suficiente para assegurar a significância estatística sem ser longa
a ponto de incluir detalhes insignificantes.
O comprimento de análise corresponde à soma de todos os comprimentos de
amostragem.
O comprimento total é o comprimento de amostragem acrescido de dois trechos nas
extremidades que não são considerados no cálculo dos parâmetros de rugosidade e
ondulação. Os comprimentos inicial (“run up”) e final (“overtravel”) são desprezados porque
a agulha do instrumento percorre esses trechos com velocidade variável.
Transiente de saída
Transiente de entrada
Comprimento de avaliação
Comprimentos de amostragem
Comprimento total
Figura 12.5 - Comprimentos de análise para cálculo da rugosidade.
Sandro Cardoso Santos
216
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Linha de Centro
A medida dos parâmetros de rugosidade é feita com base em uma linha imaginária,
chamada linha de centros, que corta a superfície na posição em que a área dos picos, acima
da linha equivale à área dos vales, abaixo da linha. Na Figura 12.6 mostra-se o
posicionamento da linha de centros.
A
E
C
B
D
G
F
H
Linha de centro
área A + C + E + G = área B + D + F + H
Figura 12.6. Posicionamento da linha de centro
Cut-off
O perfil de rugosidade de uma superfície é complexo e pode ser comparado a um sinal
de ruído branco, ou seja, formado por várias ondas de diferentes freqüências. Antes de se
determinar a rugosidade da superfície é preciso definir quais desses perfis serão
considerados no cálculo da rugosidade. Essa seleção é feita por meio do “cut-off” que
representa o máximo espaçamento entre as irregularidades que farão parte do cálculo da
rugosidade. Irregularidades maiores que o comprimento de cut-off são consideradas
ondulações. O cut-off atua, então, como um filtro utilizado para separar a rugosidade da
ondulação. O comprimento de cutt-off é selecionado no próprio instrumento de medição e
recomenda-se que ele seja pelo menos 2,5 vezes superior à distância entre picos do perfil
de rugosidade.
Parâmetros de Rugosidade
Rugosidade Média Ra
A medida da rugosidade média de uma superfície é o parâmetro mais difundido. É
determinada a partir da média das distâncias entre os pontos da superfície e a linha de
centro, ao longo do comprimento de amostragem, como mostrado na Fig. 12.7.
Sandro Cardoso Santos
217
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
y1
y2
y3 y4
y5 y
6
y7
y8
............................
yn
Figura 12.7. Derivação matemática de Ra e Rq
O valor da rugosidade média de uma superfície é calculado da seguinte forma (Eq.
12.1):
Ra =
y 1 + y 2 + ... + y n
(1)
n
Superfícies com diferentes aspectos podem apresentar o mesmo valor de Ra. Na
Figura 12.8 mostra-se, de forma esquemática, superfícies com características distintas e
que apresentam o mesmo valor de Ra.
Ra
Rmáx
Ra
Rmáx
Ra
Rmáx
Ra
Rmáx
Figura 12.8 - Perfis que apresentam o mesmo valor de Ra e diferentes geometrias.
Sandro Cardoso Santos
218
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Como o parâmetro Ra não permite caracterizar a geometria das irregularidades da
superfície, outros parâmetros foram definidos.
Rugosidade Média Quadrática Rq (RMS)
O parâmetro Rq é calculado segundo a Eq.12.2:
2
Rq =
2
y 1 + y 2 + ... + y n
n
2
(2)
Com o exemplo a seguir, verifica-se que o parâmetro Rq pode representar melhor a
natureza de uma superfície. Na Tabela 12.1 são apresentadas cinco seqüências de valores
cuja média aritmética é 5, com diferentes médias quadráticas, dependendo da dispersão dos
valores.
Tabela 12.1 – Seqüências de valores com a mesma média aritmética e diferentes
médias quadráticas.
MÉDIA
MÉDIA
(Ra)
SEQÜÊNCIAS
QUADRÁTICA
(Rq)
5
5
5
5
4
5
6
5
3
5
7
5
2
5
8
5
1
5
9
5
5
5,07
5,26
5,57
5,97
DESVIO
PADRÃO
0
1
2
3
4
A dificuldade de se estabelecer um parâmetro que represente o aspecto geral da
topografia de uma superfície fez com que surgissem vários outros parâmetros, definidos de
modo a destacar uma característica específica da superfície que é importante para uma
aplicação. A seguir são apresentados alguns desses parâmetros.
Sandro Cardoso Santos
219
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Parâmetros que especificam a altura entre picos e vales
Em alguns casos é desejável que se especifique a máxima altura dos picos e/ou dos
vales de um perfil de rugosidade. Como mostra o exemplo da Tabela 12.1, o parâmetro Ra
é pouco sensível à variação dessa característica e com isso surgiram parâmetros que
representam melhor o perfil de picos e vales da superfície, como os parâmetros Rmáx, Rp e
Rt, mostrados na Fig. 12.9.
O parâmetro Rt expressa a distância entre o pico mais alto e o vale mais profundo,
medida na direção perpendicular à linha de centro em todo o comprimento de análise. A
determinação do Rmáx é semelhante á do Rt, só que dentro do comprimento de amostragem.
R m áx2
R m áx1
R m áx3
R m áx1
R m áx4
R m áx5
L
L
Rt
L
L
L
C om prim ento de análise
Figura 12.9 – Representação dos parâmetros Rmáx, o Rp e Rt
Razão de Material – Curva de Abbott-Firestone
O parâmetro Razão de Material (fração de contato), simula o desgaste que ocorre em
um componente que fornece uma superfície de contato para outro componente que se move
relativamente a ele. Um exemplo desse parâmetro é visto na Fig. 12.10a onde uma
superfície plana (por exemplo, uma placa de polimento) repousando sobre o pico mais alto
de um perfil. À medida que o pico se desgasta, a linha de topo de perfil remanescente (a
linha de contato) move para baixo o perfil e o comprimento da superfície em contato com a
placa de polimento (a superfície de contato) aumenta. A Razão de Material é a razão do
Sandro Cardoso Santos
220
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
comprimento da superfície de contato, em qualquer profundidade especificada no perfil, em
relação ao comprimento de avaliação e, é expressa com uma porcentagem, (Fig. 12.10b).
a
b
c
d
e
MR(%)
0
100
ln
a) Superfície real de engenharia
b) Razão de material
Figura 12.10. Razão de Material / Fração de contato / Tp.
Mostrando na forma gráfica o valor da razão de material (rm) contra a profundidade
abaixo do pico mais alto (ou a distância a partir da linha média) entre os limites 0% e 100%,
então a curva de razão de material (ou Abbott-Firestone) é obtida. Esta curva representa a
razão de material da superfície do perfil em função da profundidade.
A taxa de apoio é definida pela razão (Eq. 12.3):
Taxa de apoio =
a+b+c+d +e
ln
(3)
À medida que a linha horizontal avança, os valores da taxa de apoio aumentam até
atingir 100%.
Parâmetros da Curva de Abbott-Firestone
São definidos cinco parâmetros principais na curva de Abbot-Firestone, conforme
mostrado na Fig. 12.11. Na Tabela 12.2 mostram-se as definições destes parâmetros
obtidos diretamente da curva de Abbott-Firestone e outros dela derivados.
Sandro Cardoso Santos
221
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Rpk
Rk
Rvk
Mr2
Mr1
Figura 12.11. Parâmetros da curva de Abbott-Firestone.
Tabela 12.2 - Descrição dos parâmetros da curva de Abbott-Firestone.
Parâmetro
Descrição / Equação
Corte dos picos mais altos, parte superior da superfície, que
Rpk
rapidamente se desgasta na primeira rodagem. Obs.: Parâmetro para
cálculo de Vsf
Rk
Parte intermediária da rugosidade. Obs.: Parâmetro para cálculo de
Vsf
Remanescente dos sulcos principais. Obs.: Parâmetro para cálculo de
Rvk
retenção de fluidos de lubrificação Vr
Valor em percentual de fração de corte da superfície quando se
Mr1
desgasta o material de primeira rodagem (Rpk). Obs.: Parâmetro para
cálculo de Vsr
Valor em percentual de fração de corte da superfície quando se
Mr2
desgasta o material intermediário (Rk). Obs.: Parâmetro de cálculo de
retenção de fluido lubrificante (Vr)
Volume de retenção de fluido de lubrificação por unidade de superfície
Vr
Vr = (100 - Mr2) * Rvk / 2000
Volume de sobremetal de (primeira) rodagem por volume de superfície
Vsr
Vsr = Mr1 * Rpk / 2000
Sandro Cardoso Santos
222
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Parâmetro
Descrição / Equação
Volume de sobremetal de funcionamento por unidade de superfície
Vsf
Vsf = 100 * Rk / 2000
A textura da superficial e a razão de contato são parâmetros importantes para o
desempenho de peças usinadas ou dos equipamentos em que elas forem montadas. Um
bom exemplo é a textura gerada na superfície interna de cilindros de motores de combustão
interna, mostrados na Fig. 12.12. Na Figura 12.12a mostra-se o bloco do motor,
evidenciando os cilindros após a operação de brunimento a platô enquanto na Fig. 12.12b
mostra-se uma das ferramentas abrasivas, utilizadas no processo.
a) bloco de motor.
b) ferramenta para brunimento a platô.
Figura 12.12 – Cilindro de motor de combustão interna.
A superfície das paredes do cilindro deve favorecer a fixação de óleo lubrificante, de
modo a impedir o contato direto com os anéis dos pistões, mas ao mesmo tempo o par anelcilindro deve garantir a vedação para impedir a passagem dos gases provenientes do ciclo
de combustão. A geração de uma topografia adequada, conferindo simultaneamente
características de lubrificação e de vedação, é obtida por meio da operação de brunimento a
platô.
Sandro Cardoso Santos
223
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A textura superficial de cilindros de motores de combustão interna tem influência nos
parâmetros relacionados ao funcionamento do motor, consumo de lubrificante, potência e
torque, como mostram os gráficos da Fig. 12.13.
82
POTÊNCIA (cv)
TORQUE (kgm)
MOTOR1
MOTOR2
MOTOR3
80
78
76
74
72
70
0
50
100
150
13,0
12,9
12,8
12,7
12,6
12,5
12,4
12,3
12,2
12,1
12,0
11,9
11,8
11,7
11,6
11,5
11,4
11,3
11,2
11,1
11,0
200
MOTOR1
MOTOR2
MOTOR3
18
16
MOTOR1
MOTOR2
MOTOR3
14
CONSUMO (g/h)
84
12
10
8
6
4
2
0
0
50
100
150
200
-50
TEMPO DE FUNCIONAMENTO (h)
TEMPO DE FUNCIONAMENTO (h)
1 0HORA50
100
150 200200
250
HORAS
Nº DE HORAS
Motor 1 – Topografia intermediária;
Motor 2 – Limite inferior de rugosidade;
Motor 3 – Limite superior de rugosidade.
Figura 12.13. Influência da textura superficial das paredes de cilindros de motores de
combustão interna na potência, torque e consumo de lubrificante do motor (Machado, 2002).
De acordo como os resultados apresentados na Fig. 12.13, superfícies de cilindros de
com rugosidade próxima do limite superior de rugosidade, estabelecidos em projeto, tendem
a dar origem a motores com maior potência, maior torque e maior consumo de lubrificante.
Efeitos de Alguns Parâmetros de Usinagem no Acabamento Superficial
O acabamento superficial sofre influência de vários parâmetros de usinagem,
incluindo: a geometria da ferramenta de corte, geometria da peça, rigidez da máquina
ferramenta, material da peça, condições de corte e material da ferramenta.
Em geral a rugosidade é menor (ou o acabamento é melhor) quando:
• Deflexões geradas por esforços de usinagem ou vibrações são pequenas.
• A ponta da ferramenta não é aguda.
• A ferramenta e a peça estão corretamente posicionadas e centradas (evitar
desvios).
Sandro Cardoso Santos
224
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• O material da peça é inerentemente puro, livre de defeitos (trincas, bolhas e
inclusões).
• O eixo principal da máquina ferramenta está corretamente alinhado e as guias
sem desgastes.
• A aresta de corte sem quebras.
• Corte sem aresta postiça de corte (APC).
Geometria da Ferramenta
γ - quanto maior o ângulo de saída, menores as forças de usinagem e portanto, as
alturas das ondulações e deflexões são menores.
α - o ângulo de folga deve ser suficiente para prevenir o atrito entre a ferramenta e
superfície usinada. O atrito gera forças adicionais que causam as deflexões. O contato com
atrito tende a imprimir na superfície usinada, o perfil do desgaste da ferramenta. Devem
possuir valores adequados para ajudar na saída de fragmentos de APC, evitando que esses
fragmentos fiquem grudados nas superfícies usinadas.
rn - o raio de ponta da ferramenta deve ser suficientemente grande para diminuir o
efeito dos dentes de serra das marcas de avanço, com apreciável melhora no acabamento.
Entretanto um raio de ponta excessivo pode gerar vibrações.
χr e χ’r (ângulo de posição)- o efeito destes ângulos é pequeno, mas uma redução no
ângulo de posição diminui as marcas de avanço e melhora o escoamento do cavaco e
acabamento. χ muito pequeno, pode causar vibrações. Aumento do ângulo de posição
lateral aumenta a altura das marcas de avanço e prejudica o acabamento. É comum usar
χr=0o por um comprimento de 1,5 x “ƒ” para remover parcialmente ou totalmente as marcas
de avanço. Este método, porém, pode causar vibrações.
Porta Ferramenta
O porta-ferramentas deve apresentar seção transversal suficiente para minimizar
deflexões.
Sandro Cardoso Santos
225
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Geometria da Ferramenta
Peças longas e finas são mais sensíveis a forças elásticas e dinâmicas. Como
resultado, as ondulações são mais pronunciadas. Por outro lado, peças grandes (grandes
seções transversais), são rígidas e as alturas das ondulações são pequenas.
Rigidez e Precisão da Máquina-Ferramenta
A máquina operatriz rígida, sem erros de alinhamento e com movimentos precisos,
não irá interferir no acabamento superficial. Características são desejáveis:
• Potência suficiente para manter a velocidade e o avanço requerido, sem
problemas;
• Adequada resiliência para evitar deflexões;
• Rigidez e amortecimento contra vibrações;
• Ter uma base (fundação) adequada para minimizar vibrações e transmissão
para outras máquinas;
• Precisão na fabricação para reduzir ao mínimo o desalinhamento;
• Meios adequados para suportar rigidamente a peça e a ferramenta.
Material da Peça
Composição química, dureza, microestrutura e a consistência metalúrgica são
fatores que podem afetar o acabamento superficial. Em geral, o acabamento superficial é
melhorado com:
• Uma composição química que desfavorece o aparecimento da APC;
• Alta dureza e baixa ductilidade;
• Granulação fina e alta dureza dos microconstituintes;
• Alta consistência nas propriedades (ao longo de toda seção transversal).
Sandro Cardoso Santos
226
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Condições de Corte
A velocidade de corte, em geral, tende a melhorar o acabamento superficial. Em
baixas velocidades as forças são maiores e pode acontecer APC. À velocidades de corte
mais elevadas, o acabamento superficial torna-se insensível à velocidade de corte.
O avanço e a profundidade de corte são muito mais influentes no acabamento
superficial. Dos dois, o avanço é mais influente. A altura dos picos e a profundidade dos
vales das marcas de avanço são proporcionais ao quadrado do avanço. A profundidade de
corte aumenta as forças e, portanto as deflexões. A altura das ondulações também é
aumentada com a profundidade de corte.
Material da Ferramenta de Corte
Materiais mais resistentes suportam maiores velocidades, permitindo a eliminação da
APC. Assim, metais duros e cerâmicos são melhores que HSS (aço rápido) e aço carbono.
Em aplicações onde a tenacidade é primordial para manter a aresta de corte livre de
falhas, o HSS torna-se mais adequado. Quanto menor o atrito entre a peça e a ferramenta,
melhor o acabamento superficial. Neste ponto, os metais duros e as cerâmicas são
superiores ao HSS. Entre os dois primeiros as diferenças são pequenas.
Fluido de Corte
Como refrigerante, ele diminui o desgaste. Como lubrificante, ele diminui o atrito entre
a ferramenta e a peça ou cavaco. Tudo isto, melhora o acabamento superficial. A eficácia
dos fluidos de corte aplicados em abundância muitas vezes pode ser comprovada, mas
noutras inúmeras situações isso não é evidente e dessa forma, a usinagem com fluido
aplicado em mínima quantidade de lubrificante (MQL), em alta pressão (acima de 50 bar) e
mesmo o corte a seco, tem sido amplamente pesquisados e testados em inúmeras
universidades e empresas ao redor do mundo.
Em usinagem, é grande o número de fatores que podem influenciar nos resultados. A
simples alteração do processo, do material da ferramenta ou da peça pode alterar
totalmente os resultados encontrados, caracterizando-o como altamente sistêmico não linear
e de alta sensibilidade. O entendimento do processo permite que para cada nova situação
se possa refletir e tomar a decisão mais sensata para o problema.
Sandro Cardoso Santos
227
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Existem na literatura inúmeros trabalhos referentes a desgaste da ferramenta,
temperatura na interface e temperatura e rugosidade da peça. A análise de cada um deles
realizada de forma isolada já é relativamente difundida, mas faltam trabalhos que os
correlacione simultaneamente.
Integridade Superficial
Além da textura superficial, outro aspecto importante da integridade superficial de
peças usinadas é relacionado a possíveis transformações metalúrgicas que podem ocorrer
nas proximidades da superfície devido à ação de esforços mecânicos e das elevadas
temperaturas em conseqüência da ação da ferramenta de corte. Essas alterações podem
ser relacionadas a:
• Deformações plásticas resultantes de deformações a quente ou a frio;
• Microtrincas e macrotrincas;
• Transformações de fase;
• Fragmentos de aresta postiça de corte;
• Tensões residuais;
• Ataque intergranular.
Essas alterações podem provocar distorções, reduzir a resistência à fadiga
e a
resistência à corrosão sob tensão.
Os materiais mais propensos a sofrerem alterações nas camadas subsuperficiais são
os aços endurecidos, aços inoxidáveis e ligas de titânio e níquel. Uma alteração comum na
usinagem de aços endurecidos é a formação da chamada camada branca. A camada
branca recebe essa denominação pelo fato de não reagir com as substâncias utilizadas em
ataques para revelação de micorestrutura. Na Figura 12.14 são mostradas fotografias de
camadas brancas em superfícies do aço AISI 52100 geradas pelos processos de
torneamento e retificação.
Sandro Cardoso Santos
228
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Camada branca
Camada branca
Transição
Camada preta
Transição
Camada preta
Retificação
Torneamento
Figura 12.14. Camadas brancas originadas no torneamento e retificação do aço AISI
52100.
Modificações nas Superfícies
As condições reais da superfície não podem ser expressas pelos parâmetros de
medição da topografia da superfície. Nesta seção são apresentados dois fenômenos que
alteram o aspecto das superfícies e que não necessariamente são detectados pela medição
da topografia ou que podem modificar os seus valores, dando uma falsa impressão do real
estado da superfície. Neste tópico são abordados o fluxo lateral de material (side flow) e
abertura de cavidades (open grain). Cada um desses fenômenos são detalhados a seguir.
Fluxo lateral de material (side flow)
O fluxo lateral de material, conhecido como side flow, consiste na movimentação de
material da peça no sentido contrário ao do avanço. Fotografias obtidas em microscópio
eletrônico de varredura, como a apresentada na Fig. 12.15, podem evidenciar a ocorrência
de fluxo lateral de material. A superfície mostrada nessa figura é a de um disco de freio de
ferro fundido cinzento e a região em destaque evidencia a movimentação de material no
sentido contrário ao do avanço.
O avanço é o parâmetro de corte que mais influencia o fluxo lateral de material. Outros
parâmetros relacionados à geometria da ferramenta, como o raio de ponta, e as condições
de corte, como a profundidade e a velocidade, também são relevantes no fluxo lateral de
material.
Sandro Cardoso Santos
229
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Fluxo lateral de cavaco
Sentido do avanço
vc = 240 m/min ; f = 0,30 mm/rot ; ap = 1,5 mm
Figura 12.15. Superfície de um torneada de um disco de freio de ferro fundido
cinzento, mostrando o fluxo lateral de material.
A ocorrência do fluxo lateral de cavaco pode ser evidenciada, ainda, pela comparação
entre os valores teóricos e experimentais dos parâmetros de rugosidade. Tomando como
base o parâmetro Ra, pode-se comparar valores teóricos com resultados experimentais
conforme mostrado na Fig. 12.16. O valor teórico de Ra é determinado pela Eq. 12.4.
Ra =
f2
18. 3.rξ
Sandro Cardoso Santos
(4)
230
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
7,00
6,00
5,00
µ
4,00
3,00
2,00
Ra medido
1,00
Ra calculado
0,00
0
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
0,3
0,35
0,4
0,45
f (mm/rot)
Figura 12.16. Gráfico comparativo entre valores de Ra teórico e experimental (Souto,
2003).
Com base na Figura 12.16, pode-se verificar que para baixos valores de avanço o
valor de Ra calculado foram menores que os determinado em ensaios experimentais, fato
que pode se
justificado pela influência de fatores como instabilidade da máquina-
ferramenta, vibrações, folgas, presença fragmentos da aresta postiça de corte, etc. Com o
aumento do avanço, os valores reais e teóricos de Ra tendem a convergir e a para valores
acima de 0,3 mm/rev. os valores de Ra teóricos passaram a ser maiores que os
experimentais. Para que a situação ocorra, é necessário que as marcas de avanço sejam
parcialmente cobertas pelo material da peça que, conforme mostra-se na Fig. 12.17, é
deslocado no sentido contrário ao do avanço durante a passagem da ferramenta.
Abertura de cavidades (open grain)
O fenômeno conhecido como open grain que ocorre na usinagem de materiais frágeis
e é caracterizado pela formação de cavidades distribuídas ao longo da superfície. Na
imagem de microscópio eletrônico de varredura, mostrada na Fig. 12.17, pode-se identificar
a presença de cavidades cobertas por material da peça.
Sandro Cardoso Santos
231
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Cavidade (“open grain”)
vc = 240 m/min ; f = 0,15 mm/rev ; ap = 1,5 mm
Figura 12.17. Superfície de um disco de freio de ferro fundido cinzento.
A presença das cavidades na superfície pode ser visualizada por meio de imagens de
microscópio ótico, como a mostrada na Fig. 12.18, que corresponde a uma superfície
gerada com as mesmas condições de corte adotadas para a superfície mostrada na Fig.
12.17.
vc = 240 m/min ; f = 0,15 mm/rev ; ap = 1,5 mm
Figura 12.18. Imagem de microscópio ótico da superfície de um disco de freio de ferro
fundido cinzento com cavidades identificadas pelas setas.
Sandro Cardoso Santos
232
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Dependendo de suas dimensões de sua distribuição, a presença das cavidades pode
não ser evidenciada apenas pela interpretação de medidas de rugosidade, principalmente
pelos parâmetros de amplitude média (Ra e Rq). A presença dessas cavidades pode ser
determinante no desempenho da peça usinada de várias maneiras, como no valor do
coeficiente de atrito,
na geração de pontos de concentração de tensão. As cavidades
geradas durante o desbaste podem impossibilitar a obtenção de superfícies com topografias
suaves em operações de acabamento. No que diz respeito ao fenômeno open grain, o
avanço é o parâmetro que mais influencia a quantidade, quanto a área média das cavidades
geradas em superfícies torneadas de ferro fundido cinzento.
Tanto a textura superficial quanto a integridade superficial podem ser fatores decisivos
para a vida e para o desempenho de peças usinadas, principalmente no que diz respeito à
resistência à fadiga.
As características da peça quanto às propriedades requeridas, em termos de vida útil,
dimensões, tolerâncias, vedação e retenção de fluido, são informações fundamentais para a
seleção do processo de fabricação, da geometria da ferramenta, do uso de fluido e por fim,
dos parâmetros de corte que serão utilizados. Portanto, o conhecimento e entendimento do
processo de usinagem tornam-se essenciais para se fabricar componentes dentro dos
parâmetros estabelecidos no projeto.
Sandro Cardoso Santos
233
Wisley Falco Sales
CAPÍTULO XIII
USINABILIDADE DOS METAIS
13.1 Introdução
O significado do termo usinabilidade é diretamente associado à facilidade ou a
dificuldade de se usinar um determinado material. Assim, pode-se afirmar que um material
possui usinabilidade melhor que a de um outro se apresentar maior facilidade de ser
usinado. Do ponto de vista conceitual, portanto, o termo usinabilidade não apresenta
nenhuma dificuldade em ser compreendido.
Em termos práticos, não basta saber que um determinado material apresenta
usinabilidade melhor que o outro, mas é preciso conhecer o “quanto” essa usinabilidade é
melhor e quando se trata de atribuir valores, o termo usinabilidade apresenta um significado
mais complexo. Partindo do conceito de usinabilidade como a facilidade de se usinar um
material, em primeiro lugar, devem ser tomados os parâmetros que fazem com que a
usinagem seja mais ou menos favorecida. Entre esses parâmetros podem ser citados:
•
Tipo e forma do cavaco formado;
•
Máxima taxa de remoção de material (condições de corte admissíveis);
•
Força e potência de usinagem;
•
Temperatura de corte;
•
Vida da ferramenta;
•
Integridade superficial da peça usinada;
•
Propriedades físicas ou mecânicas dos materiais (relação com a força e
potência de usinagem);
•
Formação de rebarbas;
•
Estabilidade química e metalúrgica do material da peça.
Os parâmetros citados acima são conhecidos como parâmetros de usinabilidade.
Diante do grande número de parâmetros de usinabilidade, um material pode
apresentar usinabilidade melhor que outro segundo um determinado critério e pior em
relação a outro. Nesse caso o estudo da usinabilidade depende de quais parâmetros são os
mais influentes, o que, por sua vez, depende de outros fatores como o processo de
usinagem, material e geometria da ferramenta, aplicação de fluido de corte, entre outros.
Sandro Cardoso Santos e Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Com base nos fatos relatados até aqui, pode-se dizer que a usinabilidade não é uma
propriedade intrínseca do material, mas sim expressa o comportamento do material durante
a usinagem. A comparação de usinabilidade entre dois materiais diferentes é difícil de ser
estabelecida, pois ela está vinculada a uma série de condições. Para exemplificar essa
afirmação, pode-se tomar como exemplo o torneamento de um aço-carbono e de uma liga
de alumínio. Como se trata de uma análise comparativa, devem ser utilizadas as mesmas
condições de corte e a mesma ferramenta na usinagem dos dois materiais. Se for utilizada
uma ferramenta com ângulo de saída positivo e de valor elevado, é grande a possibilidade
de a liga de alumínio apresentar melhor usinabilidade em relação ao aço-carbono, pois a
cunha cortante da ferramenta será mais solicitada na usinagem do aço-carbono e, com isso,
é mais propensa a sofrer desgaste. Por outro lado, se a ferramenta apresentar ângulo de
saída pequeno, há a possibilidade de a liga de alumínio apresentar pior usinabilidade, haja
vista que, por se tratar de um material de elevada ductilidade, o cavaco formado será
contínuo e encontrará dificuldades de se mover sobre a superfície de saída da ferramenta.
O estudo da usinabilidade dos metais é um assunto complexo e tem sido tema de
pesquisas desde a primeira metade do século XX. Alguns tópicos relevantes do assunto são
abordados neste capítulo. Na seção 13.2 são apresentados alguns ensaios de usinabilidade,
desenvolvidos tanto para a medição da usinabilidade de materiais quanto para avaliar o
desempenho de diferentes ferramentas de corte na usinagem de um material. A seção 13.3
trata da usinabilidade dos metais, com ênfase nos principais materiais utilizados nos
processos de fabricação por usinagem que são as ligas de alumínio, os ferros fundidos e os
aços.
13.2 Ensaios de Usinabilidade
Os procedimentos experimentais utilizados para a determinação da usinabilidade
constituem os ensaios de usinabilidade. Mills e Redford classificam os ensaios de
usinabilidade em duas categorias básicas em:
•
Ensaios que requerem usinagem;
•
Ensaios que não requerem usinagem.
Nos ensaios que não requerem usinagem a usinabilidade é obtida a com base na
composição química, propriedades físicas ou na microestrutura do material da peça usinada.
Quanto à natureza dos resultados obtidos, os ensaios de usinabilidade são
classificados em:
•
Testes de ranqueamento (“ranking tests”);
Sandro Cardoso Santos
235
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
•
Testes absolutos.
Nos testes de ranqueamento é determinada a usinabilidade relativa entre duas ou
mais combinações peça-ferramenta, em condições de corte estabelecidas. Os testes
absolutos fornecem a usinabilidade relativa em faixas de condições de corte.
Os ensaios de usinabilidade podem também ser classificados quanto ao tempo de
duração em:
•
Testes de longa duração;
•
Testes de curta duração.
Apesar dos diferentes critérios de classificação, os ensaios de usinagem apresentam
certa relação entre si. Os testes que não requerem usinagem são sempre classificados
como testes de ranqueamento e de curta duração. Os testes absolutos são sempre de longa
duração. A seguir são apresentados alguns exemplos de ensaios de usinabilidade.
13.2.1 – Ensaio com aplicação de pressão constante
O ensaio de furação com força de avanço constante foi desenvolvido por Bouguer et
al. na década de 1950 e é considerado um dos testes de ranqueamento mais conhecidos
(Mills e Redford, 1983). O teste consiste em aplicar uma força constante na direção de
avanço e na medição do intervalo de tempo para a ferramenta realizar um determinado
deslocamento ou no percurso descrito pela ferramenta em um intervalo de tempo pré-fixado.
O ensaio pode ser aplicado nos processos de torneamento e furação. O desenho
esquemático do ensaio de pressão constante no processo de torneamento é apresentado na
Figura 13.1.
Os pesos fixados ao carro porta-ferramenta por meio de um cabo garantem que a
pressão aplicada pela ferramenta sobre a peça seja constante.
PEÇA
CARRO
ROLDANA
PESOS
TORNO MECÂNICO
Figura 13.1. Representação esquemática do ensaio de usinabilidade com aplicação de
pressão constante no processo de torneamento.
Sandro Cardoso Santos
236
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
O ensaio de usinabilidade por meio da aplicação de pressão constante no processo de
furação é apresenta construção mais simples. Sua representação esquemática é
apresentada na Figura 13.2.
POLIA
BROCA
PEÇA
PESOS
Figura 13.2. Representação esquemática do ensaio de furação com aplicação de
pressão constante no processo de furação.
A preparação do equipamento, no caso uma furadeira de coluna, consiste na retirada
da mola de retorno da furadeira e adaptação de uma polia, cabo, e pesos que têm por
objetivo aplicar a pressão constante na furação.
13.2.2 Faceamento rápido
No ensaio de faceamento rápido, cuja montagem experimental é mostrada na Figura
13.3, um disco com diâmetro aproximado de 500 mm é fixado à placa de um torno e
colocado para girar em rotação constante. Uma ferramenta de corte (normalmente de açorápido) é posicionada próximo ao centro do disco e se desloca na direção radial. O aumento
do diâmetro torneado provoca o aumento contínuo da velocidade de corte até a ferramenta
perca a capacidade de corte, devido ao desgaste acentuado. A posição da ferramenta no
instante em que ocorreu a perda de sua capacidade de corte é identificada na peça pela
modificação brusca da topografia da superfície.
Sandro Cardoso Santos
237
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 13.3. Montagem experimental do ensaio de faceamento rápido.
13.2.3 – Torneamento Cônico
O ensaio de usinabiidade por torneamento cônico é baseado no mesmo princípio do
ensaio de faceamento rápido, só que o aumento da velocidade de corte ocorre com o
aumento da seção transversal de uma peça cônica. A posição em que ocorre a falha da
ferramenta é determinada ao longo da face do cone.
13.2.4 – Ensaio de vida – determinação da equação de Taylor
O ensaio de vida de ferramentas de corte é um ensaio de longa duração e tem como
objetivo obter a vida da ferramenta em função da velocidade de corte. Para isso são
levantadas as curvas de evolução do desgaste como as mostradas na Figura 13.4 (a). Com
base no comportamento dessas curvas é estabelecido o critério de fim de vida, que
corresponde ao valor máximo do desgaste admissível (0,8 mm na Figura 13.4) e
determinados os valores de vida das ferramentas. A seguir é plotado um gráfico da vida da
ferramenta em função da velocidade de corte, conforme mostrado na Figura 13.4 (b). É
sabido que a equação de vida da ferramenta, denominada equação de Taylor, apresenta a
forma:
T = K .v c
−x
(1)
Onde:
T é a vida da ferramenta em minutos;
vc é a velocidade de corte em m/min;
K e x são constantes para cada para par ferramenta, denominados coeficientes da
equação de Taylor.
Por meio da linearização da curva de vida mostrada na Figura 13.4 (b) obtêm-se os
valores dos coeficientes da equação de Taylor.
Sandro Cardoso Santos
238
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A
b
Figura 13.4. – Curvas típicas de evolução de desgaste ao longo do tempo e de vida de
ferramentas em função da velocidade de corte.
Os procedimentos para o levantamento da equação de Taylor dependem de
disponibilidade de tempo e de recursos materiais, pois a ferramenta deve ser levada ao final
de vida para cada velocidade de corte adotada.
13.3
Usinabilidade dos materiais
Conforme
citado
na
seção
13.1,
a
usinabilidade
dos
materiais
depende
fundamentalmente do parâmetro considerado e das condições de realização dos testes.
Apesar disso, alguns aspectos gerais podem ser tomados como base de comparação da
usinabilidade de diferentes materiais, como a energia necessária para se usinar um
determinado volume fixo de material, cujos valores relativos são mostrados na Tabela 13.1,
que têm como base o magnésio.
Sandro Cardoso Santos
239
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Tabela 13.1 Potência relativa de corte com base na usinagem de ligas de magnésio
(Metals handbook).
Metal
Potência relativa
Ligas de magnésio
1,0
Ligas de alumínio
1,8
Bronze
2,3
Ferro fundido
3,5
Aços de baixo carbono
6,3
Ligas de níquel
10,0
A partir dos valores mostrados na Tabela 13.1, pode-se verificar que, segundo o
critério potência de corte, o magnésio é considerado o material de melhor usinabilidade
entre os materiais apresentados e que as ligas de níquel apresentam a pior usinabilidade.
Por se tratar de materiais de maior utilização na indústria, são apresentadas a seguir
características específicas da usinabilidade do alumínio e suas ligas, dos ferros fundidos e
dos aços.
13.3.1 Usinabilidade do Alumínio e suas Ligas
O alumínio e suas ligas apresentam como principais propriedades a baixa densidade
(2700 kgf/m3), elevada condutividade térmica, elevado coeficiente de expansão térmica, alta
ductilidade e elevada redução da dureza com o aumento da temperatura. Cabe ressaltar
que essa última característica pode ser associada à temperatura de fusão do Al puro, 660
ºC que é considerada baixa.
Quanto à usinabilidade, o alumínio comercialmente puro apresenta alguns aspectos
característicos relacionados à sua elevada ductilidade, que resulta em um cavaco contínuo e
em elevadas áreas de contato cavaco-ferramenta o que acarreta elevação da força de corte.
Outra característica que merece atenção é a sua baixa dureza, em torno de 60 kgf/cm2)
As ligas Al-Si têm um campo de aplicação abrangente por reunirem boas propriedades
de resistência mecânica, baixa densidade e boa resistência à corrosão. No que diz respeito
à usinabilidade, a presença do silício é determinante. Para ligas com teor de Si acima do
Sandro Cardoso Santos
240
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
eutético (Si entre 11 e 14%), a dureza pode ultrapassar 400 kgf/cm2 e a temperatura de
fusão pode chegar a 1420 ºC, o que resulta em maiores valores de força e potência de
usinagem. A presença do Si faz com que essas ligas apresentem características abrasivas,
o que pode abreviar a vida das ferramentas de corte devido ao mecanismo de desgaste por
abrasão. Outro aspecto importante causado pela presença do Si é a considerável diferença
de ductilidade entre as fases, que fazem com que a aresta postiça de corte mantenha-se
estável em amplas faixas de velocidade de corte.
No gráfico da Figura 13.5 é mostrada a influência do teor de Si da liga na vida de
ferramentas no processo de furação.
400
Ferramenta 1
Ferramenta 2
350
350
Vida da ferramenta (m)
300
240
250
210
200
150
123
100
40
50
23
0
AlSi8
AlSi9
AlSi17
Figura 13.5 Influência do teor de Si na usinabilidade de ligas de alumínio (furação com
brocas de metal duro, vc = 90 m/min; f = 0,25 mm/revolução; diâmetro 8,5 mm; relação
comprimento/diâmetro = 3; lubrificação por MQF) (Cselle, 1998).
De acordo com os resultados apresentados na Figura 13.5, o aumento da
porcentagem de Si na liga tem como resultado a redução da vida das ferramentas de corte.
Como resultado da presença da aresta postiça de corte em amplas faixas de
velocidade de corte pode-se citar a dificuldade de se realizar furação a seco das ligas Al-Si,
onde o fluido de corte tem como principal finalidade impedir a adesão do material da peça
na superfície de saída das brocas.
A usinagem de ligas de alumínio é o maior campo de aplicação das ferramentas de
diamante policristalino (PCD), principalmente as ligas eutéticas e hipereutéticas que
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241
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
apresentam natureza abrasiva. O bom desempenho das ferramentas de PCD na usinagem
de ligas de Al-Si está fortemente relacionado com o controle de obtenção de matéria prima,
seja por fundição ou por forjamento. A presença de vazios pode fazer com que a ferramenta
seja submetida a choques mecânicos e como conseqüência apresente falha devido à sua
baixa tenacidade. Outra grande vantagem do PCD na usinagem de ligas de Al-Si é a
possibilidade de se trabalhar fora da faixa velocidades de corte em que ocorre a aresta
postiça de corte, pois o material da ferramenta permite que se trabalhe em altas velocidades
de corte, normalmente limitada à capacidade da máquina-ferramenta.
13.3.2 Usinabilidade dos Ferros Fundidos
Os
ferros
fundidos
cinzentos
são
considerados
materiais
de
usinabilidade
relativamente fácil. O silício, adicionado aos ferros fundidos com o objetivo de favorecer a
precipitação do carbono em forma de grafita, pode ter ação abrasiva sobre as ferramentas
de corte. No caso do ferro fundido cinzento as lamelas de grafita fazem com que o cavaco
gerado seja do tipo descontínuo, o que elimina problemas relacionados ao controle de
cavaco e possibilita que a cunha cortante da ferramenta tenha maior resistência pela adoção
de ângulos de saída negativos.
A usinabilidade dos ferros fundidos é relacionada à sua microestrutura e aos
elementos de liga. A dureza somente é um indicador de usinabilidade quando se trata de
materiais com a mesma estrutura.
A grafita presente nos ferros fundidos cinzentos cria descontinuidades no material, o
que facilita a sua ruptura e provoca menor solicitação na ferramenta de corte. A grafita atua,
ainda, como lubrificante sólido, o que reduz a tendência de adesão do material na
ferramenta. A forma da grafita tem mais influência na usinabilidade do que a sua proporção.
A grafita grosseira é mais benéfica que a grafita interdendrítica (Tipo D). O aumento da
quantidade relativa de grafita resulta em redução da potência de corte, principalmente nos
ferros fundidos de matriz ferrítica.
A presença de ferrita nos ferros fundidos cinzentos, de modo geral, implica em melhor
usinabilidade em relação a outras estruturas. A presença de silício faz com que a perlita nos
ferros fundidos apresente dureza maior que a dos aços. Quantidades excessivas de silício
podem fazer com que a ferrita apresente comportamento abrasivo.
A perlita é o microconstituinte dos ferros fundidos que apresenta a melhor relação
entre usinabilidade e resistência ao desgaste. Sua influência se dá tanto pela quantidade
quanto pela espessura das camadas de ferrita e cementita.
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242
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A martensita, resultado do tratamento térmico de têmpera, apresenta dureza elevada e
difícil usinabilidade. A melhora da usinabilidade pode ser obtida por meio de tratamento de
revenimento, cujo resultado é uma matriz ferrítica contendo carbonetos esferoidizados.
A bainita apresenta dureza intermediária e apresenta difícil usinabilidade.
A austenita apresenta baixa dureza e possui usinabilidade comparável à da ferrita.
A presença de carbonetos duros na matriz prejudica a usinabilidade devido à sua ação
abrasiva sobre a ferramenta de corte. Na forma de camadas em uma estrutura perlítica, os
carbonetos contribuem para a usinabilidade pois facilitam o cisalhamento do material.
A esteadita ocorre em ferros fundidos com teores de fósforo acima de 0,2% e sua
presença é prejudicial á usinabilidade.
Além dos microconstituintes, alguns elementos presentes na matriz podem ter grande
influência na usinabilidade dos ferros fundidos. A presença do fósforo nos ferros fundidos de
matriz perlítica, resulta no surgimento da esteadita, que por sua vez, favorece a
transformação de parte da perlita em ferrita.
A presença de estanho em quantidades entre 0,05 e 0,15% promove uma maior
uniformidade da dureza ao longo da seção do material, o que melhora sua usinabilidade.
Os carbonetos são prejudiciais à vida das ferramentas, mesmo em pequenas
quantidades. A presença de carbonetos provoca aumento nas forças de usinagem.
Os ferros fundidos podem apresentar inclusões de óxidos de elevada dureza como o
MgO e Al2O3, que além de acelerar o desgaste das ferramentas, causam ainda o aumento
das forças de usinagem.
A presença de sulfetos, como por exemplo o sulfeto de manganês, é benéfica para a
usinabilidade tanto pela sua ação lubrificante quanto pela redução da resistência ao
cisalhamento.
Os silicatos e os nitretos são compostos de alta dureza e exercem ação abrasiva
sobre as ferramentas de corte.
O cobre é um elemento que apresenta leve ação grafitizante e de inibição à formação
de ferrita, o que resulta em uma estrutura mais homogênea e de melhor usinabilidade.
Além da estrutura e dos elementos de liga, outros fatores podem afetar a usinabilidade
dos ferros fundidos. Peças com seções finas ou regiões próximas às paredes dos moldes
podem acelerar o resfriamento do ferro fundido, o que pode resultar na formação localizada
de ferro fundido branco. Este problema pode ser controlado pela adição de inoculantes que
retardam o resfriamento do metal.
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243
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A presença de areia oriunda dos moldes, aderida na superfície das peças tem ação
abrasiva sobre as ferramentas de corte. Uma maneira de amenizar esse problema é reduzir
a velocidade de corte e aumentar o avanço.
Outros fenômenos associados à usinabilidade dos ferros fundidos ocorrem na
superfície das peças usinadas. Um desses fenômenos é o fluxo lateral de material (“side
flow”). O fluxo lateral de material é observado nas proximidades das marcas de avanço,
onde o material sofre deformação plástica no sentido oposto ao do avanço. O fenômeno
ocorre quando a espessura do cavaco é inferior à um valor mínimo, determinado em função
do material da peça, da geometria da ferramenta e das condições de corte. O fluxo lateral de
material pode ser identificado na Figura 3.6, onde é apresentada uma fotografia de
microscópio eletrônico de varredura da superfície de um disco de freio de ferro fundido
cinzento.
Figura 13.6 Superfície usinada de ferro fundido cinzento que identifica a presença do
fenômeno no fluxo lateral de cavaco (Souto, 2003).
Outro fenômeno que pode ocorrer em superfícies usinadas de ferro fundido cinzento é
denominado “open grain”. O open grain é caracterizado pela presença de cavidades na
superfície usinada, ocasionadas pela remoção da grafita e do próprio material durante a
usinagem. A probabilidade de ocorrência do open grain está relacionada diretamente com o
teor de carbono do ferro fundido. Sua presença pode ser provocada pela adoção de
condições de corte inadequadas, principalmente elevados valores de profundidade de corte.
A fotografia de microscópio eletrônico de varredura da superfície de um disco de freio
mostrada na Figura 13.7 permite a visualização de uma cavidade que caracteriza o “open
grain”.
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244
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 13.6 Superfície usinada de ferro fundido cinzento com presença de uma
cavidade que caracteriza o fenômeno do “open grain” (Souto, 2003).
13.3.3 Usinabilidade dos Aços
Usinabilidade dos aços-carbono e aços-liga
A usinabilidade dos aços é um assunto difícil de ser tratado de forma generalizada,
devido à grande variedade desse grupo de materiais, que contem desde os aços de livre
corte, de fácil usinabilidade, até os aços ferramenta, de difícil usinagem.
Os aços são divididos em dois grandes grupos: os aços comuns ao carbono e os aços
liga. Os aços carbono são classificados em:
•
Aços e baixo carbono: < 0,3% C;
•
Aços de médio carbono: 0,3 ≤ %C ≤ 0,6;
•
Aços de alto carbono: > 0,6% C;
Os aços de baixo carbono apresentam como constituinte básico a ferrita, com durezas
entre 135 a 185 HV (Metals Handbook, 1989) e cuja micorestrutura é mostrada na Figura
13.7.
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245
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 13.7. Fotomicrografia da ferrita - aumento 90X (Callister, 1994)
O aumento do teor de carbono faz com que aumente a porcentagem de perlita da
microestrutura. A dureza da perlita depende da espessura das lamelas de ferrita e cementita
(235 HV – perlita grosseira, 350 HV perlita fina).
A microestrutura dos aços de médio carbono apresenta perlita e cementita. Os aços
de alto carbono com mais de 0,77% de C apresentam em sua microestrutura perlita e
cementita.
Todas as microestruturas listadas anteriormente ocorrem quando o aço passa por um
processo de resfriamento lento. Por meio de tratamentos térmicos pode-se obter as
estruturas bainíticas e martensíticas.
A bainita é uma estrutura acicular com dureza variando de 450 a 700 HV, dependendo
do teor de carbono e da morfologia.
A martensita apresenta dureza superior a 840 HV, que pode ser reduzida pelo
tratamento de revenimento.
Na figura 13.8 são apresentadas fotomicrografias das microestruturas Austenítica,
Ferrítica, Bainítica e Martensítica.
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246
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Austenita
Perlita
Martensita
Bainita
Figura 13.8. Microestruturas obteníveis em aços de médio e alto carbono.
Os tratamentos térmicos para obtenção das microestruturas apresentadas na Figura
13.8 podem ser representados pelas curvas “TTT” (Transformação, Tempo, Temperatura),
como a mostrada na Figura 3. As curvas “TTT” representam a relação entre a temperatura,
tempo de resfriamento e a microestrutura resultante.
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247
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 13.9. Curva de transformação, tempo e temperatura típica. page:
info.lu.farmingdale.edu/depts/ met/met205/tttdiagram.html
Na figura 13.10 são apresentadas as curvas de resfriamento características dos
tratamentos térmicos para obtenção das diferentes microestruturas.
Caso o resfriamento seja rápido, como mostrado na Figura 13.10 A, a microestrutura
obtida é a Martensita. A Figura 13.10 B representa o tratamento térmico para obtenção da
Bainita, no qual a temperatura sofre queda brusca até abaixo do “cotovelo” da curva TTT,
seguido de resfriamento lento. A figura 4C apresenta a curva de resfriamento típica para a
obtenção da Perlita. Finalmente, a Figura 13.10 D representa uma curva de resfriamento
cuja microestrutura final é 50% Perlita e 50% Martensita.
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248
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A
B
C
D
Figura 13.10. Curvas de resfriamento típicas dos diferentes tipos de tratamento
térmico.
As microestruturas apresentadas até então são possíveis de se obter em aços de
médio e alto carbono. Quanto mais elevado é o teor de carbono do aço, mais deslocadas
para a direita são as curvas “TTT” características, o que significa que o material maior
facilidade de ter sua microestrutura transformada.
Além dos tratamentos térmicos, as propriedades dos aços podem também ser
modificadas por meio de adição de elementos de liga. A maioria dos elementos de liga
dissolve-se na ferrita e/ou combina-se com o Carbono, formando carbonetos, o que implica
no aumento da dureza e da resistência dos aços.
Elementos como o Si, P, N, Ni e Cu dissolvem-se na ferrita. O Mn, Cr, W, Mo, V e o Ti
além de dissolverem-se na ferrita combinam com o Carbono, dando origem a carbonetos
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249
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
simples e complexos, o que resulta em aumento da dureza e da resistência ao desgaste dos
aços. A presença de elementos de liga favorece também a temperabilidade dos aços
(aumento da espessura da camada temperada).
Além da diversidade de composições químicas e de microestruturas, as diferentes
formas (Figura 13.11) e mecanismos de desgaste (Figura 13.12) apresentados pelas
ferramentas de corte contribuem para aumentar ainda mais a complexidade do estudo da
usinabilidade dos aços.
.
Figura 13.11. Formas de desgaste apresentadas pelas ferramentas de corte.
"Attrition"
Figura 13.12. Mecanismos de desgaste das ferramentas de corte.
Sandro Cardoso Santos
250
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
As características de usinabilidade estão muito relacionadas ao processo de
fabricação dos aços, o que implica na possibilidade de ocorrer variações de desempenho na
usinagem de lotes diferentes de um mesmo material.
Com base no cenário apresentado até aqui, pode-se concluir que a usinabilidade dos
aços-carbono e aços-liga é influenciado por uma grande quantidade de variáveis, o que
caracteriza o seu comportamento sistêmico.
Toda a complexidade relacionada à usinabilidade dos aços não impede que sejam
feitas considerações sobre os principais fatores que influenciam a sua usinabilidade. As
principais propriedades que afetam a usinabilidade dos aços são:
• Dureza;
• Limite de resistência;
• Ductilidade;
Essas propriedades são controladas pela:
• Composição química;
• Microestrutura;
A seguir é apresentada uma tentativa de se avaliar a influência isolada de cada fator
na usinabilidade desses materiais.
Via de regra, a vida das ferramentas de corte na usinagem dos aços liga são inferiores
quando comparadas à usinagem de aços-carbono com porcentagem de carbono
equivalentes. O aumento da porcentagem dos elementos de liga promove o aumento da
diferença de usinabilidade em relação aos aços carbono com o mesmo teor de carbono.
Essa influência pode ser explicada pelo fato de a maioria dos elementos de liga formar
carbonetos e promovem o aumento da dureza e da resistência mecânica. Mesmo os
elementos que permanecem dissolvidos na ferrita, promovem o aumento da temperabilidade
dos aços.
Usinabilidade dos aços inoxidáveis
Os aços inoxidáveis apresentam como característica comum a presença de no mínimo
11% de Cr, com o objetivo de promover o aumento da resistência à oxidação. Esse grupo de
materiais é dividido em várias famílias, definidas em função da:
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251
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Microestrutura;
• Elementos de liga;
• Faixa de propriedades;
As características de usinabilidade dos aços inoxidáveis refletem a grande variedade
de ligas classificadas como aços inoxidáveis. Em outras palavras, a usinabilidade dos aços
inoxidáveis varia de muito alta até muito baixa. Apesar disso algumas características
comuns são consideradas no estudo da usinabilidade desses materiais, quais sejam:
•
Elevado limite de resistência;
•
Elevada diferença entre os limites de escoamento e de resistência;
•
Elevada ductilidade e tenacidade;
•
Baixa condutividade térmica;
A diferença entre os limites de escoamento e de resistência entre três tipos de aço é
apresentada na Figura 13.13.
Os valores de condutividade térmica de dois aços inoxidáveis e de um aço carbono
Tensão MPa
são apresentados na Figura 13.14.
160
140
120
100
800
600
400
200
0
Aço inoxidável
austenítico
Aço -carbono
0
20
Aço inoxidável
austenítico
40
% de redução da área
Figura 133,.12. Comparação entre os limites de escoamento e de resistência de
diferentes tipos de aço.
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252
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
aço inoxidável
austenítico
aço inoxidável
ferrítico
aço carbono
0
10
20
30
40
50
Condutividade Térmica (W/m.K)
Figura 13.14. Condutividade térmica de diferentes tipos de aços.
Em relação aos aços-carbono, os aços inoxidáveis apresentam as seguintes
diferenças:
•
Maior potência específica de corte;
•
Velocidades de corte mais baixas;
•
Ângulos de saída maiores;
•
Necessidade de quebra-cavacos ou de geometrias de ferramenta que
permitam obter cavacos mais enrolados;
•
Cuidados especiais com refrigeração e lubrificação;
Classificação dos Aços Inoxidáveis
Os aços inoxidáveis são divididos em cinco famílias:
4 delas baseadas na microestrutura:
• Aços inoxidáveis ferríticos: limite de resistência entre 275 e 350 MPa;
• Aços inoxidáveis martensíticos: limite de resistência acima de 1900 MPa;
• Aços inoxidáveis austeníticos: limite de resistência em torno de 500MPa;
5a. família baseada no tratamento térmico, conhecidas como ligas endurecíveis por
precipitação.
As imagens de precipitados na estrutura dos aços são apresentadas na Figura 13.15.
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253
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Nb (C,N) precipitates from a high strength low alloy steel. At a diameter of 12nm these
precipitates are only resolvable in the TEM. Nb (C,N) precipitation is important in thin slab
casting since it strongly affects crack susceptibility during straightening.
Figura 13.15. Imagem de microscópio eletrônico de transmissão na qual são
identificados precipitados de carbonitreto de Nióbio.
Além das cinco famílias apresentadas, podem ainda ser distintos os aços inoxidáveis
de livre corte.
Os aços inoxidáveis ferríticos são utilizados na fabricação desde utensílios domésticos
até componentes de motores a jato. Essa família de aços apresenta de 15 a 20% de Cr em
sua composição e baixa porcentagem de Carbono.
Os aços inoxidáveis marteníticos apresentam em torno de 18% de Cr e porcentagem
de carbono mais elevada, que garante a sua temperabilidade. São utilizados em aplicações
em que, além da resistência à oxidação, exige-se elevada resistência mecânica, resistência
ao desgaste e resistência à fadiga, como por exemplo facas e instrumentos cirúrgicos. São
os aços inoxidáveis que apresentam menor resistência à corrosão.
Os aços inoxidáveis austeníticos apresentam teor de Cromo entre 16 e 26% e de
níquel entre 6 e 22%. A porcentagem máxima de Carbono admitida é de 0,25% pois em
quantidades maiores ocorre a formação de carbonetos de Cromo, o que reduz a resistência
à oxidação do material. O Ni, que é adicionado com o objetivo de aumentar a resistência à
oxidação da liga, é responsável pela estabilização da fase γ do Ferro. Os aços inoxidáveis
austeníticos são utilizados em aplicações que requerem elevada resistência à oxidação,
como por exemplo equipamentos de processos químicos.
Sandro Cardoso Santos
254
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
As dificuldades específicas de usinagem dos aços inoxidáveis são relacionadas aos
aços austeníticos. Comparados aos aços ferríticos e martensíticos os aços austeníticos
apresentam:
•
Taxa de endurecimento mais elevada;
•
Grande diferença entre o limite de escoamento e o limite de
resistência;
Os problemas específicos dos aços inoxidáveis austeníticos usinabilidade como:
•
Aderência na ferramenta: o cavaco aderido ao quebrar-se pode levar
consigo fragmentos da ferramenta (principalmente as de metal duro);
•
As forças de usinagem não apresentam grandes diferenças em
relação às verificadas na usinagem de aços carbono ou aços liga, desde que as
ferramentas tenham ângulos de saída relativamente grandes;
•
Os
aços
inoxidáveis
austeníticos
possuem
tendência
de
endurecimento a temperaturas elevadas, devido ao Ni e ao Cr. Como ocorrem
temperaturas elevadas na zona de fluxo, há forte tendência de formação de
desgaste de cratera, ativados pelos mecanismos de difusão e cisalhamento
superficial;
•
Grande tendência de endurecimento por precipitação, o que provoca
endurecimento da camada previamente usinada;
Vários fatores podem ser mais pronunciados na usinagem de aços austeníticos,
principalmente os sem elementos de livre corte.
•
Ferramentas mais aquecidas, com maior tendência de formação de
arestas postiças de corte grandes;
•
Cavacos com tendência de assumir a configuração em forma de
emaranhado, o que dificulta a remoção;
•
Ocorrência de “chatter” (marcas de vibração na peça), devido ao uso
de ferramentas ou suportes inadequados;
•
As superfícies geradas apresentam tendência de endurecimento por
deformação, o que é particularmente prejudicial aos cortes interrompidos ou com
pequenos avanços;
Sandro Cardoso Santos
255
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
A adição de elementos de livre corte contribui para melhorar o acabamento da
superfície usinada.
A adição de Mn e Cu melhora a usinabilidade pela redução da capacidade de
endurecimento a frio. O aumento da quantidade desses elementos promove a redução
da capacidade de endurecimento a frio sem contudo melhorar a usinabilidade.
O aumento das porcentagens de Carbono e de Níquel promove aumento da
dureza do material deformado.
Usinabilidade de aços endurecidos
O estudo da usinabilidade dos aços endurecidos teve início com o surgimento das
cerâmicas e do PCBN, associado ao desenvolvimento de máquinas-ferramenta rígidas e
com elevada capacidade de rotação.
Um dos resultados mais expressivos obtidos no estudo na investigação da
usinabilidade dos aços endurecidos é o torneamento duro, que em muitas aplicações
substitui o processo de retificação com várias vantagens, entre as quais (Tönshoff, 1995 e
Klocke, 19995):
• Possibilidade de se eliminar etapas de fabricação;
• Maior produtividade;
• Máquinas-ferramenta mais simples e de menor custo;
• Possibilidade de se executar operações múltiplas em uma só fixação da peça;
• Flexibilização do processo;
• Redução dos custos das ferramentas;
• Geração de uma superfície da peça menos afetada pelo calor.
As ferramentas de corte para a usinagem dos aços endurecidos devem apresentar os
seguintes requisitos:
• Dureza a temperatura ambiente e a quente;
• Elevada resistência à ruptura;
• Elevada tenacidade à fratura;
• Elevada resistência à compressão;
• Elevada resistência ao choque térmico;
Sandro Cardoso Santos
256
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Elevada inércia química;
As ferramentas de PCBN apresentam grande parte desses requisitos, sendo
observada inclusive a tendência de aumento da vida da ferramenta com o aumento da
velocidade de corte.
Um dos problemas típicos da usinabilidade dos aços endurecidos está relacionado à
integridade superficial das peças usinadas. Observa-se a modificação da superfície devido à
ação termomecânica intensa, concentrada e rápida da ferramenta de corte. As alterações
das superfícies ocorrem devido a transformações metalúrgicas e, eventualmente, interações
químicas.
Nos aços endurecidos, a alteração microestrutural mais freqüente é a formação da
camada branca (Figura 13.16), que recebe essa denominação devido ao fato de não ser
atacada quimicamente pelos reagentes tradicionais. A camada branca apresenta elevada
dureza (freqüentemente mais elevada que a do substrato). O aumento do desgaste das
ferramentas tende a aumentar a espessura da camada branca.
Figura 13.16. Exemplo de alteração da micorestrutura da superfície torneada do
aço AISI 52100 (a), comparada à microestrutura do material base (b).
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257
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
Figura 13.17. Influência da velocidade de corte e corte e do desgaste de flanco.
Segundo Tönshoff et al., a camada branca é composta predominantemente por
austenita retida. Resultados de análise química indicaram que não houve variação de
composição química ao longo de sua espessura, não caracterizando a ocorrência de
reações químicas durante a formação da camada branca.
Usinabilidade de aços obtidos pela metalurgia do pó
A metalurgia do pó é um processo de obtenção de materiais com geometria próxima
da geometria final da peça (processo “near net shape”), com o objetivo de reduzir ou até
dispensar operações subseqüentes. O processo, porém, não é capaz de gerar furos
transversais, roscas e outras configurações mais complexas, de modo que operações
posteriores de usinagem são frequentemente necessárias, o que justifica o estudo da
usinabilidade de materiais obtidos pela metalurgia do pó.
A usinabilidade dos materiais sinterizados é, via de regra, pior que a dos materiais
obtidos por outros processos. As características que dificultam a usinabilidade desses
materiais são influenciadas pela porosidade, propriedades do material da peça e da
ferramenta, processo de usinagem e condições de corte utilizadas. A usinabilidade dos
materiais sinterizados pode ser melhorada se forem observados os seguintes aspectos:
• Utilização de processos de sinterização que permitam a redução da
quantidade de vazios e, com isso, elevam a densidade das peças produzidas, de
modo ela chegue a valores superiores a 92% da densidade teórica do material;
• Usinagem na condição de pré-sinterização, o que favorece a usinabilidade
mas é maléfica no que diz respeito à tolerâncias dimensionais e acabamento
superficial;
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258
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ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
• Adição de elementos de livre corte ao material sinterizado;
• Realização de testes de usinabilidade.
A porosidade dos materiais sinterizados tem como efeitos a descontinuidade no
contato entre a ferramenta e a peça e redução da condutividade térmica do material da
peça, características que dificultam a usinabilidade pela variação da força entre peça e a
ferramenta e pela concentração de calor na interface cavaco-ferramenta.
Na Figura 13.18 é mostrada uma peça de um mancal de motor de combustão interna,
obtida pela sinterização de uma liga Fe-C-Cu e submetida ao processo de mandrilamento. A
usinagem desse material apresenta peculiaridades como a mostrada nas Figuras 13.19 e
13.20, onde pode-se observar que o aumento do avanço foi resultou em retardo na evolução
do desgaste de flanco das ferramentas.
Entalhe
Figura 13.18 Parte de um mancal fabricado pelo processo de sinterização de uma liga
Fe-C-Cu.
(f=0,33 m m /rev)
(f=0,27 m m /rev)
(f=0,2 1 m m /rev)
0,60
0,50
V B B m áx (m m )
0,50
0,40
0,30
0,30
0,20
0,10
0,00
0,17
0,13
0,00
30
0,05
60
0,20
0,20
0,10
0,15
100
150
0,20
0,20
200
250
n º d e p e ça s p ro d uz id a s
Figura 13.19 Evolução do desgaste das primeiras ferramentas utilizadas em uma barra
de mandrilar
Sandro Cardoso Santos
259
Wisley Falco Sales
ASPECTOS TRIBOLÓGICOS DA USINAGEM DOS MATERIAIS
(f=0,26 m m /rev)
(f=0,22 m m /rev)
(f=0,1 8 m m /rev)
0,80
0,70
0,70
0,60
0,40
V BBmáx (mm)
0,50
0,40
0,30
0,15
0,20
0,20
0,10
0,10
0,03
0,15
0,05
0,00
0,15
0,07
0,03
-0,10
0,20
0,10
0,05
0,07
100
150
0,10
0,15
-0,20
30
60
200
250
n º d e p e ças p r o d u z id as
Figura 13.20 Evolução do desgaste das segundas ferramentas utilizadas em uma
barra de mandrilar
O posicionamento das primeiras e segundas ferramentas citadas nas Figuras 13.19 e
13.20 é mostrado na Figura 13.21.
Primeiras
Ferramentas
Segundas
Ferramentas
Figura 13.21 Posicionamento das ferramentas na barra de mandrilar.
O comportamento mostrado nas Figuras 13.19 e 13.20 foi descrito por Conceição
António e Davim (2002), em que o aumento do avanço melhorou a vida das ferramentas.
Segundo eles, o aumento do avanço e consequente da temperatura na interface cavacoferramenta, facilitam a usinagem destes materiais obtidos pela metalurgia do pó, com
elevado percentual de vazios e alcança-se o denominado por eles, tear-point da liga.
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CAPÍTULO XIV
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