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SOCIEDADE EDUCACIONAL DE SANTA CATARINA - SOCIESC

INSTITUTO SUPERIOR TUPY - IST

RONALDO CARLOS ROHLOFF

EFEITO DOS PARÂMETROS DE CORTE NO FRESAMENTO DO AÇO

INOXIDÁVEL AISI 420 PARA MOLDES E MATRIZES

Joinville, Maio de 2012

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Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto Superior Tupy, como parte dos requisitos para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica.

Orientador: Prof. Dr. Adriano Fagali de Souza

Joinville, Maio de 2012

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Dissertação defendida e aprovada em 10 de Maio de 2 012, pela Banca

examinadora constituída pelos professores:

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AGRADECIMENTOS

Ao professor Dr. Adriano Fagali de Souza pela oportunidade de estudo,

sugestões, orientações, confiança, diretrizes e apoio na realização deste trabalho.

À minha namorada Simoni Bett, pelo amor, carinho e parceria de sempre.

Aos meus pais, Egon e Traudi Rohloff, por todo o incentivo e confiança.

À Fapesc, pelo fomento de bolsa de estudos para realização do mestrado em

Engenharia Mecânica.

À Sociesc, pela concessão da bolsa integral de estudo para realização do

mestrado em Engenharia Mecânica.

À empresa Sandvik do Brasil, pelo fornecimento das ferramentas utilizadas

nos experimentos de usinagem.

Às empresas Brasimet, Balzers e Platit, pelo auxilio e confiança na realização

de pesquisas e experimentos.

Aos laboratórios de Metrologia e de Materiais da Sociesc pelo envolvimento

nas medições dos experimentos, especialmente à Tere e ao Matheus.

Ao grupo de pesquisa PROMOLDE.

Ao setor de Tratamento Térmico da Sociesc, pelo auxílio na preparação dos

corpos-de-prova, especialmente ao Sr. Böge.

E a todos os colegas e demais professores da Sociesc, pelo suporte e apoio,

especialmente aos amigos Eltom Deglmann, Frederico Varella, Wagner Moraes,

Adriano Albano, Sabrina Bodziak, Ernesto Berkenbrock e Eduardo Ken Tomoike.

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RESUMO

ROHLOFF, R. C. “Efeito dos parâmetros de corte no fresamento do aço inoxidável

AISI 420 para moldes e matrizes”. Dissertação Mestrado. Instituto Superior Tupy,

Joinville, 2012 .

Os fabricantes de moldes têm ampliado a utilização do aço inoxidável AISI

420 para a fabricação de cavidades de moldes. A usinabilidade deste material é

comprometida pela alta dureza e pelos elementos de liga. O presente trabalho tem

por objetivo analisar a influência da velocidade de corte, da profundidade de corte e

do avanço por aresta, no fresamento de semi-acabamento do aço inoxidável AISI

420. Em experimentos de usinagem foi avaliada a evolução do desgaste de flanco

da ferramenta de corte e a forma e coloração dos cavacos em função dos

parâmetros de corte. Uma análise simplificada de custos de fabricação foi realizada

considerando os parâmetros de corte e o desgaste da ferramenta. Os resultados

mostram que o avanço por aresta tem a menor influência sobre o desgaste de

flanco e que elevados parâmetros de corte geram custos de fabricação maiores que

o ganho em produtividade.

Palavras-chave : Aço Inoxidável AISI 420, Fresamento, Parâmetros de corte.

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ABSTRACT

ROHLOFF, R. C. “Effect of cutting parameters when milling stainless steel AISI 420

for dies and molds”. Dissertation (Master Degree). Instituto Superior Tupy,

Joinville, 2012 .

The mold manufacturers have been increased the use of stainless steel AISI

420. The machining of this material is compromised by high hardness and the

alloying elements. The present work aims to analyze the influence of cutting speed,

depth of cut and feed per edge, the semi-finish milling of stainless steel AISI 420.

During machining experiments it was evaluated the flank wear of the cutting tool and

the shape and colors of the chips based on the cutting parameters. A simplified

analysis of manufacturing costs was performed by considering the cutting

parameters and tool wear. The results show that the feed per edge has the minor

influence on the flank wear.

Keywords : Stainless Steel AISI 420, Milling, Cutting parameters.

10

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Consumo de aço inoxidável no Brasil ....................................................... 10

Figura 2 - Força específica de corte .......................................................................... 15

Figura 3 - Sentido de corte ........................................................................................ 17

Figura 4 - Ângulo de posição de insertos redondos .................................................. 21

Figura 5 - Mecanismo de formação de cavacos ........................................................ 24

Figura 6 - Formas de cavacos produzidos na usinagem de metais .......................... 26

Figura 7 - Estágios de desgaste ................................................................................ 29

Figura 8 - Principais mecanismos de desgaste no processo de usinagem ............... 30

Figura 9 – Combinações de parâmetros de corte ..................................................... 39

Figura 10 - Microestrutura do aço inoxidável AISI 420 .............................................. 42

Figura 11 - Fresa Sandvik R300-016A20L-08L ......................................................... 43

Figura 12 - Inserto utilizado no experimento ............................................................. 44

Figura 13 - Revestimento da ferramenta de corte ..................................................... 44

Figura 14 - Mandril porta-pinça, fresa e inserto ......................................................... 45

Figura 15 - Dispositivo de auxílio para medir VB ....................................................... 46

Figura 16 - Desgaste de flanco das ferramentas de corte ......................................... 47

Figura 17 - Desgaste de flanco máximo por volume usinado para os distintos

parâmetros de corte .................................................................................................. 49

Figura 18 - Efeitos principais sobre o desgaste de flanco para 9,45 cm³ .................. 51

Figura 19 - Análise de variância do desgaste de flanco para 47,25 cm³ ................... 52

Figura 20 - Variáveis significativamente influentes no desgaste de flanco ................ 53

Figura 21 - Tipos de cavacos .................................................................................... 55

Figura 22 - Coloração dos cavacos ........................................................................... 57

11

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Composição química do aço inoxidável AISI 420..................................... 35

Tabela 2 - Variáveis do procedimento experimental ................................................. 38

Tabela 3 - Valores do planejamento fatorial derivado ............................................... 41

Tabela 4 - Características da classe GC 1040 .......................................................... 45

Tabela 5 - Tempos necessários para remoção de 37,8 cm³ ..................................... 58

Tabela 6 - Relação de custos alterando o “fz” ........................................................... 59

Tabela 7 - Relação de custos alterando a “vc”........................................................... 60

Tabela 8 - Relação de custos alterando a “ap” .......................................................... 61

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LISTA DE SIGLAS E ABREVIAÇÕES

AISI – American Iron and Steel Institute – Instituto Americano do Ferro e Aço;

ae – profundidade de corte radial (mm);

ap – profundidade de corte axial (mm);

F – Fisher;

fz – avanço por aresta (mm/aresta);

HRc – Dureza Rockwell;

Kc – Força específica de corte (N/mm²);

n – rotação (rpm);

p – p-value;

Q – taxa de remoção (cm³/min);

T – tempo (horas);

VB – desgaste de flanco (mm);

VBmáx – desgaste de flanco máximo (mm);

vc – velocidade de corte (m/min);

vf – velocidade de avanço (mm/min);

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SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO E CONTEXTUALIZAÇÃO ............................................................. 10

1.1 OBJETIVOS DO TRABALHO ................................................................... 12

1.2 ESTRUTURA DO DOCUMENTO ............................................................. 13

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .................................................................................. 14

2.1 USINABILIDADE DE MATERIAIS ............................................................ 14

2.2 FORMAÇÃO DO CAVACO ....................................................................... 23

2.3 FALHA E DESGASTE DE FERRAMENTAS DE CORTE ......................... 28

2.3.1 Desgaste de Flanco (VB) ..................................................................... 33

2.3.2 Desgaste de Cratera ............................................................................ 33

2.3.3 Desgaste de Entalhe ............................................................................ 33

2.4 PRINCIPAIS PROPRIEDADES DOS AÇOS INOXIDÁVEIS .................... 34

2.5 PLANEJAMENTO DE EXPERIMENTOS .................................................. 36

3 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ..................................................................... 38

3.1 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL ........................................................ 38

3.2 MATERIAL EMPREGADO NOS EXPERIMENTOS DE USINAGEM........ 41

3.3 EQUIPAMENTOS E FERRAMENTAS ...................................................... 42

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ........................................................................... 47

4.1 ANÁLISES DO DESGASTE DE FLANCO MÁXIMO ................................. 47

4.2 ANÁLISES DO CAVACO .......................................................................... 54

4.2.1 Tipo dos cavacos ................................................................................. 54

4.2.2 Análise simplificada da coloração dos cavacos ............................... 56

4.3 ANÁLISES SIMPLIFICADAS DOS CUSTOS DE FABRICAÇÃO ............. 58

5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ......................... 63

REFERÊNCIAS ......................................................................................................... 65

10

1 INTRODUÇÃO E CONTEXTUALIZAÇÃO

Os aços inoxidáveis assumem um papel de destaque na indústria atual.

Apesar da queda no consumo do ano de 2009, em função da crise mundial em

2008, Abinox (2011) comenta que a utilização de aço inoxidável vem crescendo

exponencialmente nos últimos anos no Brasil, conforme ilustra a Figura 1. É previsto

o crescimento do consumo desse aço em 12% ao ano até 2015, o que levará o

consumo nacional a 550 mil toneladas/ano.

Figura 1 - Consumo de aço inoxidável no Brasil

Fonte: Abinox (2011).

Os aços inoxidáveis podem ser empregados em produtos e componentes

diversos, tais como instrumentos cirúrgicos ou na fabricação de cavidades de

moldes para injeção de polímeros.

No processamento de polímeros abrasivos ou com elementos quimicamente

agressivos (Cloro e Flúor, por exemplo), devem-se empregar ferramentais fabricados

com materiais resistentes ao material injetado. O aço inoxidável, após tratamento

térmico, é uma opção empregada com sucesso (MORATELLI e COSTA, 2006).

Normalmente, esta categoria de aços possui alta dureza, boa estabilidade

térmica, química, alta resistência a corrosão e elevada vida útil do ferramental,

quando comparado aos aços usuais empregados no processamento de polímeros

não agressivos, tais como os aços P20 e H13 (HARADA, 2004; SILVA et al., 2007;

VILLARES METALS, 2008).

O setor de moldes e matrizes da indústria brasileira acompanha e até

estimula a tendência ao crescimento do consumo de aço inoxidável no Brasil,

principalmente devido à influência deste setor nas indústrias automobilísticas,

11

aeronáuticas, construção civil e naval. Porém, a tecnologia e a qualidade de

produção dos moldes e matrizes deste tipo de aço no cenário nacional estão

limitadas, fazendo com que seja imprescindível a realização de novos estudos a fim

de aprimorar o conhecimento e aperfeiçoar a usinagem destes componentes

(FERES, 2010).

Gregolin e Antunes (2002) também demonstram a necessidade de aprimorar

a fabricação de moldes no Brasil, que necessita de maior desenvolvimento

tecnológico para se igualar aos países considerados desenvolvidos. Dentre as

operações envolvidas, o fresamento das cavidades do molde é a operação mais

significativa, pois, além de produzir o produto final, podem influenciar diretamente

nas operações subseqüentes, repercutindo na qualidade, custo e tempo de

fabricação do produto (SOUZA e BONETTI, 2007).

Segundo Thamizhmanii et al. (2008) a qualidade de produção está

diretamente relacionada com o comportamento do desgaste provocado nas

ferramentas de corte ao longo da usinagem das cavidades dos moldes.

Os esforços físicos e térmicos na interface ferramenta/peça, gerados na

remoção deste material, ocasionam desgaste prematuro e avarias nas ferramentas

de corte, repercutindo na morfologia dos cavacos gerados (SILVA et al., 2007).

Na usinagem de aços inoxidáveis são observados alguns fenômenos, tais

como: perda de rendimento, maior aquecimento da peça, imprecisão dimensional,

distorções, faíscas durante o corte e até quebras das ferramentas de corte. Por

estes motivos recomenda-se a utilização de parâmetros de corte menos agressivos,

principalmente em relação à velocidade de corte e o avanço por aresta (SANDVIK

COROMANT, 2010).

Dentre os trabalhos de pesquisa sobre a usinagem por fresamento de aços

inoxidáveis encontrados na literatura estão, muitas vezes, focados na qualidade

superficial resultante da usinagem, no desgaste das ferramentas de corte, na força

de corte e a otimização do processo, relacionando o custo da fabricação das

cavidades com o custo total do processo de injeção. Entretanto, a discussão do grau

de influência dos parâmetros de corte: velocidade, profundidade e avanço por aresta

sobre o processo de fresamento está aberta, mesmo sabendo que estes parâmetros

possuem grandes influências no resultado final.

Diante do contexto apresentado, o presente trabalho propõe desenvolver o

conhecimento sobre a viabilidade técnica e econômica da aplicação do fresamento

12

em aço inoxidável para a fabricação de moldes, analisando a influência da variação

dos principais parâmetros de corte sobre o desgaste das ferramentas e as

características dos cavacos obtidos do processo. Adicionalmente, foi realizada uma

análise simplificada da relação custo-benefício dos principais parâmetros do

processo.

1.1 OBJETIVOS DO TRABALHO

Este trabalho tem por objetivo geral desenvolver o conhecimento do

fresamento em aço inoxidável martensitico AISI 420 e a influência dos principais

parâmetros de corte.

Especificamente, pretende-se:

� Desenvolver um planejamento fatorial de experimentos envolvendo as

variáveis e os níveis de forma aleatória;

� Realizar as operações de usinagem de acordo com o planejamento fatorial.

� Analisar a evolução do desgaste das ferramentas de corte e verificar a

tendência de crescimento em função da quantidade de material removido.

� Verificar a forma e as características dos cavacos gerados pelo corte de

material, a fim de compreender o fenômeno de corte e as alterações dos

resultados nas diferentes situações.

� Identificar a influência de cada parâmetro de corte no resultado final, para

diferentes quantidades de material removido, empregando técnicas de análise

de variância (ANOVA).

� Avaliar a relação custo-benefício dos principais parâmetros do processo.

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1.2 ESTRUTURA DO DOCUMENTO

Este trabalho está dividido em cinco capítulos, brevemente descritos a seguir,

além das referências e anexos.

Capítulo 1 – Introdução e contextualização – Este capítulo apresenta o

cenário e a importância da indústria de moldes, os principais processos relevantes

para a sua fabricação, o escopo experimental e os objetivos propostos para realizar

o trabalho.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica – São apresentadas as principais

tecnologias e ciências envolvidas nesse trabalho, suas especificações e

características.

Capítulo 3 – Procedimento Experimental – Descreve-se cada etapa do

experimento em sua respectiva ordem de execução, são apresentados os critérios a

serem analisados, bem como os recursos empregados no trabalho.

Capítulo 4 – Resultados e Discussões – Demonstra-se os resultados obtidos

do procedimento experimental para cada critério avaliado, as correlações entre os

critérios e discussões sobre o tema.

Capítulo 5 – Conclusão - Descreve-se as conclusões finais do trabalho. Os

aspectos importantes são evidenciados, além de sugestões para futuros trabalhos.

Referências – Contêm todas as referências bibliográficas deste trabalho.

Anexos – Ao final deste trabalho, encontram-se informações adicionais para

documentação e esclarecimentos.

14

2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Esta revisão bibliográfica tem por objetivo apresentar conceitos e o estado da

arte dos temas abordados nessa dissertação, conforme apresentado a seguir.

2.1 USINABILIDADE DE MATERIAIS

Segundo König e Klocke (1997) usinabilidade é o nível de dificuldade

apresentado no processo de usinagem de um determinado material e é observada

no contexto do processo de fabricação, do material da ferramenta e dos parâmetros

de corte.

Para avaliar a usinabilidade geralmente são avaliados os seguintes critérios:

vida da ferramenta, força de usinagem, qualidade superficial da peça e forma dos

cavacos. A usinabilidade dos aços inoxidáveis é geralmente influenciada pelos

elementos de liga do material, tratamento térmico realizado e processo de fabricação

do material (forjado, fundido, etc). Para avaliar a usinabilidade também existem

outros critérios importantes, tais como o estado metalúrgico da peça, dureza,

composição química, condutividade térmica, propriedades mecânicas e de eventual

encruamento (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2006).

Machado et al. (2009) concluem que para usinar com baixa força de corte,

baixa temperatura e pequena taxa de desgaste são desejáveis propriedades do

material como: alta condutividade térmica e baixas dureza, ductilidade, índice de

encruabilidade, tenacidade, reatividade química com a ferramenta e com a

atmosfera.

Os aços inoxidáveis apresentam usinabilidade ruim em relação à vida da

ferramenta devido ao elevado limite de resistência à tração, alta taxa de

encruamento, de ductilidade e de tenacidade, baixa condutividade térmica e com

forte tendência à aderência nas superfícies da ferramenta durante o corte, fatores

que também proporcionam a composição química necessária para que apresentem

propriedades de elevada resistência mecânica e à corrosão. Esses fatores explicam

a tendência do material de formar aresta postiça de corte na ferramenta durante as

operações tradicionais de usinagem (TRENT e WRIGHT, 2000; SANTOS e SALES,

2007). A baixa usinabilidade também é relacionada aos elevados valores de força

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específica de corte (Kc), que para o aço inoxidável (M) encontra-se entre 1800-2850

N/mm² e para os aços endurecidos entre 2500-4800 N/mm², conforme a Figura 2

(SANDVIK COROMANT, 2010).

Figura 2 - Força específica de corte

Fonte: Sandvik Coromant (2010).

Segundo Vieira et al. (2010) a interação entre a ferramenta, o cavaco, a peça

e o cisalhamento são os responsáveis pela geração de calor durante o processo de

usinagem. As altas temperaturas podem ser observadas na interface cavaco-

ferramenta, que influenciam substancialmente o modo de formação dos cavacos, a

força de corte e a vida da ferramenta.

Os cavacos removidos durante a usinagem exercem altas pressões na aresta

de corte. Estas pressões, quando combinadas com altas temperaturas na interface

cavaco-ferramenta causam a aderência de porções de cavacos na ferramenta. Além

disso, a baixa condutividade térmica dos aços inoxidáveis contribui com o aumento

do calor durante o corte, ficando maior quantidade de calor na peça e na ferramenta

de corte do que a quantidade de calor que é removida juntamente aos cavacos (LIN,

2002 e SILVA et al., 2007).

De acordo com Machado et al. (2009), carbonetos abrasivos presentes nos

aços inoxidáveis altamente ligados causam rápido desgaste nas ferramentas. Deste

modo, ferramentas revestidas têm sido utilizadas em operações como o fresamento

com grande sucesso. O uso de ferramentas revestidas e de base cerâmica permite o

16

emprego de parâmetros de corte mais elevados e que conseqüentemente

aumentam a produtividade do ferramental.

Astakhov (2005) estima que 15% do total de componentes mecânicos

manufaturados no mundo são derivados dos processos de usinagem, enquanto que

a usinagem por fresamento, no setor de moldes e matrizes, é uma das técnicas mais

utilizadas (SOUZA, COELHO e RODRIGUES, 2010). Saglam, Yaldiz e Unsacar

(2007), afirmam que o aumento da produtividade requer o envolvimento de todas as

operações de produção, sendo a possibilidade de utilização total ou ativação de

todas as facilidades de fabricação disponíveis.

A fim de envolver todas as operações tecnológicas e elevar a eficiência de

uma operação de fresamento em materiais endurecidos, deve-se levar em

consideração a seleção das melhores ferramentas, geometrias de insertos e

parâmetros de corte adequados. Para os parâmetros são utilizados baixos valores

de profundidade de corte (ap), valores de avanço (ƒ) compatíveis com o padrão de

acabamento desejado e níveis de velocidade de corte (vc) inferiores aos praticados

em materiais não endurecidos (SAGLAM, YALDIZ e UNSACAR, 2007).

Dentre os elementos a serem analisados na escolha da ferramenta para o

processo de usinagem também está a classe da ferramenta, que deve ser

apropriada ao material que será usinado. Para a escolha da classe, os aspectos

importantes são a tenacidade e a dureza da ferramenta, sendo necessário manter o

equilíbrio entre essas duas propriedades (ATKINS, 2009).

A vida da ferramenta é reduzida pelo aumento de qualquer uma das variáveis

do processo. Entretanto, o efeito do aumento da velocidade de corte é muito mais

significativo sobre a redução da vida da fresa do que o avanço por aresta e esta,

mais significativa do que a profundidade de corte (STEMMER, 2007). Segundo

Taylor apud König e Klocke (1997) a velocidade de corte (vc) é o parâmetro de corte

que mais influência no desgaste da ferramenta, devido ao aumento de energia

(calor) gerada pelo processo. O aumento do avanço por aresta (fz) também aumenta

a quantidade de calor no processo, porém devido ao aumento da área da ferramenta

em contato com o cavaco e conseqüente condução do calor para fora da região de

corte, a influência deste parâmetro de processo não é tão significativa sobre a vida

da ferramenta.

Já a influência da profundidade de corte (ap) é menor, pois apenas faz com

que um maior volume de material seja retirado através da utilização de uma maior

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porção da aresta de corte, sem influenciar a energia específica destinada ao corte

ou sobre a velocidade de remoção do cavaco nas operações de fresamento.

O fresamento é um processo de usinagem com remoção de cavacos, cujo

corte é intermitente. Normalmente a ferramenta, a fresa, é multicortante e rotaciona-

se no próprio eixo, e a peça usinada é fixa numa mesa que faz o movimento linear

(BLACK, 1995). Esse processo é predominante na fabricação de moldes e matrizes,

devida sua versatilidade na produção de geometrias diversas, além de garantir

elevadas taxas de remoção de material.

A usinagem por fresamento pode ser classificado como concordante (Figura

3a), quando os movimentos de corte e de avanço possuem a mesma direção e o

mesmo sentido e discordante (Figura 3b), quando os movimentos de corte e avanço

têm mesma direção, mas sentidos opostos (FERRARESI, 2006).

Figura 3 - Sentido de corte


No fresamento concordante o corte inicia gerando um cavaco de grande

espessura, evitando o efeito do encruamento por deformação plástica. A grande

espessura do cavaco gera uma pressão específica menor e as forças de corte

tendem a empurrar a peça contra a ferramenta, mantendo a aresta no corte. A

ferramenta utilizada no fresamento concordante terá menor desgaste nas arestas

cortantes devido ao início do corte, onde o cavaco inicia em grande espessura e o

18

acabamento superficial da peça será melhor em comparação ao discordante

(STEMMER, 2007).

O fresamento discordante tem os movimentos de corte e de avanço em

sentidos opostos. Inicialmente quando a aresta de corte toca a peça ela é forçada

para dentro (deformação plástica), criando um excessivo atrito e altas temperaturas,

fazendo com que a superfície fique encruada. Quando a pressão da aresta cortante

atinge um valor capaz de vencer a tensão de ruptura do material da peça, a

ferramenta penetra a peça e, com os movimentos de usinagem, retira uma porção

de cavaco em forma de vírgula. A espessura do cavaco inicia em zero gerando uma

pressão específica máxima, obtendo elevadas forças de corte, que tendem a afastar

a ferramenta da peça. O material no início do corte é mais duro, pelo encruamento

produzido pela aresta precedente, havendo uma redução na vida das arestas

cortantes da ferramenta (STEMMER, 2007).

A quantidade de calor gerada na usinagem aumenta com a velocidade de

corte, avanço e profundidade de corte. Este aumento da geração de calor, e

conseqüentemente, da temperatura, acelera o desgaste da ferramenta e o

coeficiente de atrito (KÖNIG E KLOCKE, 1997).

Além dos parâmetros de corte, no processo de fresamento ainda há outras

características peculiares que requerem cuidados na utilização e na correta seleção

das condições de usinagem, como: deflexão da ferramenta, não uniformidade

estrutural do material da peça, variação de temperaturas, geometria e revestimento

do inserto de corte.

� Deflexão da ferramenta:

De acordo com Diniz, Marcondes e Coppini (2006), com relação às fresas

frontais de topo, as combinações entre o ângulo de hélice e a direção de corte

influenciam as forças que agem na ferramenta e na deflexão da fresa na direção da

profundidade de corte (que deve ser evitada). Assim, é normalmente vantajoso que

a direção de rotação da fresa concorde com a direção da hélice. O comprimento de

balanço da ferramenta de corte também tem grande influência sobre a deflexão da

ferramenta, porém relações altas de comprimento por diâmetro da ferramenta são

necessárias, principalmente na indústria de moldes e matrizes, para obter acesso as

cavidades dos moldes (DEGLMANN, 2011).

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Ferreira et al. (2010) estudaram soluções para operações com grande

comprimento de balanço da ferramenta, comparando o processo de fresamento e de

eletroerosão. Foram analisados os processos de fabricação para cavidades de

moldes de geometria complexa e notaram que o processo de eletroerosão deve ser

evitado, ficando restrito apenas para aplicações em que o fresamento não atende a

necessidade de fabricação. Ainda comentam sobre a importância da realização de

pesquisas, a fim de reduzir os problemas de alcance da ferramenta de corte nas

operações de fresamento (grande altura de balanço da ferramenta).

� Não uniformidade estrutural do material:

A maioria dos materiais contém uma pequena quantidade de partículas

insolúveis, que podem ser duras ou moles na temperatura de usinagem. Quando

mais duras do que o material, provocam um acelerado desgaste na ferramenta e

quando mais moles, aumenta-se a vida da ferramenta. Há ocorrências de vazios na

estrutura cristalina do material que por conseqüência podem gerar variações no

ângulo de cisalhamento durante a usinagem. Desta forma, torna-se importante

realizar análises metalográficas do material utilizado e detectar a presença de vazios

e carbonetos na estrutura cristalina do material (STEMMER, 2007).

� Variação da temperatura:

Devido ao atrito no contato da ferramenta-peça durante o corte são geradas

diferentes zonas de aquecimento na ferramenta de corte. A temperatura é um dos

principais fatores que influenciam o desgaste da ferramenta, sendo gerada pela

energia de deformação do material e do atrito na interface cavaco/ferramenta/peça e

que levam à diminuição do tempo de vida útil da ferramenta de corte. Devido às

altas temperaturas, as ferramentas perdem sua dureza original, aumenta o desgaste

por abrasão e é facilitada a difusão do material da peça com o da ferramenta

(JASPERS et al., 1998 apud BRANDÃO, 2006).

Porém, o calor gerado pelo cisalhamento no interior do cavaco pode ser

considerado benéfico e um aliado da ferramenta devido ao amolecimento do cavaco

produzido diminuindo a resistência mecânica do material recalcado (SALES, DINIZ e

MACHADO, 2001).

20

As variações cíclicas de temperatura, que ocorrem várias vezes por segundo,

dependendo da rotação da fresa, através da entrada e saída da ferramenta sobre a

peça, resultam em tensões que podem causar trincas térmicas na ferramenta de

corte. Por isso, quando se utiliza ferramenta de metal-duro em fresamento, sua vida

é geralmente maior no corte a seco, do que na presença de fluido de corte (DINIZ,

MARCONDES e COPPINI, 2006).

� Geometria do inserto:

A geometria de corte no fresamento altera o ângulo de posição, que é um

fator importante na direção da força, na espessura do cavaco e na vida útil da

ferramenta. A seleção da geometria do inserto foi dividida em três áreas práticas de

diferentes efeitos na operação de corte: geometrias para aplicação leve (L), geral

(M) e pesada (H). Diminuindo-se o ângulo de posição, reduz-se a espessura do

cavaco para uma determinada faixa de avanço, aumenta a quantidade de material

em uma parte maior da aresta de corte e resulta em uma entrada/saída mais gradual

no corte, reduzindo a pressão radial e protegendo a aresta de corte. Atualmente, os

ângulos de posição mais empregados são 10º, 45º, 90º e os insertos redondos

(SANDVIK COROMANT, 2010).

Fresas de topo com insertos redondos são robustas e versáteis o suficiente

para permitir a abertura da usinagem em matrizes sem que seja necessária a

execução de um pré-furo. Isto reduz o número de ferramentas utilizadas na

operação, o número de paradas para troca de ferramenta e geram várias outras

vantagens. O melhor desempenho deste tipo de ferramentas vem da possibilidade

de se gerar, em função da forma curva da ponta da ferramenta, superfícies

complexas e irregulares, além de serem utilizadas para operações de desbaste

(COSTA, 2003).

Além disso, diferentemente do que acontecem com as demais geometrias, os

insertos redondos têm seu ângulo de posição variando de zero a noventa graus

(Figura 4). O raio da pastilha garante uma aresta de corte bastante resistente,

própria para avanços grandes por causa do cavaco mais fino gerado na longa aresta

de corte. O efeito de afinamento do cavaco é apropriado para usinagem ligas

resistente a altas temperaturas (aço inoxidável). O desenvolvimento de modernas

geometrias de pastilhas tornou as fresas com pastilhas redondas bem mais

21

adequadas devido à ação de corte mais suave, exigindo menos potência, menor

estabilidade da máquina-ferramenta e garantindo grande capacidade de remoção de

material (SANDVIK COROMANT, 2010).

Figura 4 - Ângulo de posição de insertos redondos


Amin et al. (2007) afirmam que uma das principais vantagens de insertos

redondos é a sua vida superior em comparação com insertos convencionais, por

permitir maior número de indexações e utilizar toda a circunferência para o corte.

Alguns destes insertos são disponíveis com uma série de depressões para reduzir a

área de contacto entre o cavaco e a face de inclinação do inserto de corte, reduzindo

o fluxo de calor para a ferramenta, o atrito e melhora a vida da ferramenta (ALTAN,

LILLY e YEN, 2001).

� Revestimento das ferramentas:

Os revestimentos aplicados sobre as ferramentas de corte possuem a

finalidade de aumentar a vida das ferramentas de corte e a velocidade de corte,

diminuir as forças de corte e reduzir da tendência à adesão (HOGMARK, 2000). As

principais propriedades dos revestimentos são a estabilidade química, elevada

dureza a quente, boa adesividade com o substrato, tensões residuais de

compressão, baixa condutividade térmica e pequena adesividade com o material da

peça (PRENGEL et al., 2001).

22

A escolha do processo de deposição e o tipo de cobertura a ser utilizada

dependem diretamente do tipo de cavaco formado durante a operação, tanto como

do tipo de operação realizada (BOUZAKIS et al., 2000).

Basicamente, há quatro maiores grupos de cobertura nas aplicações de

usinagem. O primeiro e mais conhecido grupo é formado pelas coberturas baseadas

no titânio (TiN, TiC, Ti(C,N)). Neste grupo, existe a possibilidade da adição de outros

elementos metálicos como alumínio e cromo, com o objetivo de melhorar as

propriedades como dureza e resistência à oxidação. Um exemplo desta variação é a

cobertura de TiAlN. O segundo grupo é representado pelas coberturas cerâmicas

(por exemplo, Al2O3), as quais apresentam boa resistência à abrasão e elevada

estabilidade térmica e química. Os dois grupos restantes de coberturas são os mais

recentes e incluem as de lubrificação-sólida, por exemplo, MoS2, e as super-duras,

como DLC e CBN (KLOCLE e KRIEG, 1999 apud OLIVEIRA, 2007).

Dos revestimentos depositados fisicamente a vapor (PVD), o TiAlN tem maior

estabilidade em relação ao TiN e ao TiCN, o que justifica o melhor desempenho no

corte em altas velocidades (PRENGEL et al., 2001). A resistência ao desgaste do

TiAlN é possível, pois durante a usinagem ocorre uma reação de oxidação na

superfície do revestimento, dando origem à alumina. Sua elevada resistência ao

calor torna-o adequado para processos a seco (SANTOS e SALES, 2007).

Altan, Lilly e Yen (2001) afirmam que as coberturas TiCN são recomendadas

para a usinagem de aços para moldes com dureza abaixo de 42 HRc, enquanto que

para aços acima deste valor de dureza é recomendado o revestimento de TiAlN.

Urbanski et al. (2000) estudaram a usinagem de aço H13 com 52 HRc de dureza e

concluíram que a vida da ferramenta de corte com revestimento AlTiN foi quatro

vezes maior do que com revestimento TiCN, com velocidade de corte de 350 m/min.

A elevada temperatura que surge na interface cavaco-ferramenta é o fator

limitante da velocidade de corte adotada para um par ferramenta/peça. Fox-

Rabinovich et al. (2006) avaliaram a influência da temperatura nas propriedades

mecânicas das coberturas TiAlN e AlCrN, depositadas pelo processo PVD em

substratos da mesma classe de metal-duro. Nestes experimentos a máxima

temperatura utilizada foi de 500 ºC. Com relação à microdureza, a cobertura de

TiAlN apresenta o maior valor em temperatura ambiente (25 ºC), mas a partir de

400ºC, a cobertura de AlCrN demonstra uma microdureza mais elevada. Nas duas

pesquisas descritas, ensaios de usinagem foram realizados para demonstrar que as

23

diferenças nas propriedades influenciam fortemente os resultados de vida de

ferramenta. Yuefeng, Wuyi e Liansheng (2010), acrescentam a isso quando dizem

que os materiais com alto desempenho, muitas vezes levam a graves problemas

técnicos, como desgaste de ferramentas, usinagem com baixa eficiência, elevados

custos de produção, entre outros.

Settineri et al. (2008) realizaram ensaios de fresamento com diferentes

revestimentos de ferramenta, tendo base em AlCrN e AlTiN sobre matriz amorfa de

Si3N4, com adições de Si nas coberturas, na forma de multicamadas e de gradiente.

O material usinado foi o aço-rápido M2, com dureza de 250 HB e ferramenta de

diâmetro 12 mm, com 4 arestas, com velocidade de corte de 150 m/min,

profundidade de 0,2 mm e avanço por aresta de 0,05 mm/aresta. Foi adotado o valor

de desgaste de flanco máximo de 0,15 mm. Neste experimento foi observado que os

revestimentos com titânio apresentaram melhor rendimento (menor valor de

desgaste) do que os revestimentos com base em cromo.

2.2 FORMAÇÃO DO CAVACO

Segundo Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004) os tipos de cavacos obtidos na

usinagem de materiais endurecidos dependem principalmente das propriedades

mecânicas, térmicas e termo-químicas do material usinado, a geometria da

ferramenta, os parâmetros de usinagem, as condições na zona primária de

cisalhamento, as possíveis interações entre a zona primária e secundária de

cisalhamento e do comportamento dinâmico da máquina-ferramenta e sua ligação

com o processo de corte.

Conforme Machado et al. (2009), a base para um melhor entendimento de

todos os processos de usinagem está no estudo científico da formação dos cavacos.

Sabe-se que o cavaco é formado em altíssimas velocidades de deformação,

seguidas de ruptura do material da peça. O processo se divide em:

� Recalque inicial: devido à penetração da cunha de corte na peça, que é

pressionada contra a superfície de saída da ferramenta.

� Deformação e ruptura: o material pressionado sofre uma deformação elástica,

e, em seguida, uma deformação plástica, que aumenta progressivamente até

o estado de tensões provocarem a ruptura (cisalhamento).

24

� Deslizamento de lamelas: continuando a penetração da ferramenta na peça,

haverá a ruptura na região de cisalhamento e o segmento de material

rompido permanecerá unido ao cavaco recém-formado, dando origem a

cavacos contínuos ou descontínuos, de acordo com a extensão e a

resistência da união entre as lamelas de material rompido. A Figura 5 mostra

esquematicamente o plano de cisalhamento primário, definida pelo ângulo de

cisalhamento formado entre o plano de cisalhamento e a direção da

velocidade de corte (vc).

� Saída do cavaco: devido ao movimento relativo entre a ferramenta e a peça,

inicia-se um escorregamento da porção de material deformada e rompida

sobre a superfície de saída da ferramenta. Enquanto tal evento ocorre, uma

nova lamela de material está se formando e passando pelos mesmos

processos. Essa nova porção de material também escorregará sobre a

superfície de saída da ferramenta, repetindo mais uma vez o fenômeno.

Figura 5 - Mecanismo de formação de cavacos

Fonte: Tool and Manufacturing Engineers Handbook (1983).

Durante um ciclo de formação do cavaco, a etapa de deformação plástica

acontece por um determinado período, o que define uma zona de cisalhamento

primária. Entre o plano de cisalhamento primário e o plano de corte é formado o

ângulo de cisalhamento, o qual é uma boa indicação da quantidade de deformação

25

dentro da zona de cisalhamento primária. Pequenos valores de ângulo de

cisalhamento significam grande quantidade de deformação no plano de

cisalhamento primário, o que leva a maior trabalho e maior potência de máquina

(MACHADO et al., 2009).

König e Klocke (1997) classificam os cavacos em quatro tipos e caracterizam-

nos como:

� Cavaco contínuo:

Quando o material possui alta capacidade de deformação e a estrutura na

região do cavaco é regular, sem encruamento acentuado e o processo não é

influenciado por vibrações.

� Cavaco de lamelas:

Cavaco de estrutura irregular, com variações na espessura e normalmente

surgem para altas velocidades de corte e grandes avanços.

� Cavaco de cisalhamento:

Segmentos de cavacos que são seccionados na região de cisalhamento e

novamente se unem através de caldeamento. A deformação produz acentuado

encruamento na microestrutura do material e normalmente são gerados na

usinagem de materiais frágeis.

� Cavaco arrancado:

Este tipo de cavaco é constituído de fragmentos arrancados da peça usinada

e a superfície de contato entre cavaco e a superfície de saída da ferramenta é

reduzida, assim como a ação do atrito. O ângulo de saída deve assumir valores

baixos, nulos ou negativos. Forma-se na usinagem de materiais frágeis ou de

estrutura heterogênea, tais como Ferro Fundido ou Latão (FERRARESI, 2006).

26

Diniz, Marcondes e Coppini (2006) comentam que não é possível classificar

os cavacos do tipo arrancados quanto às suas formas, mas os cavacos contínuos,

lamelares e cisalhados podem ser classificados em fita, helicoidal, espiral e em

pedaços (lascas). Machado et al. (2009) comentam que a norma ISO faz uma

classificação mais detalhada das formas de cavaco, conforme Figura 6.

fragmentado

Figura 6 - Formas de cavacos produzidos na usinagem de metais

Fonte: ISO 3685 (1977).

Na usinagem de materiais endurecidos (tratados termicamente), formam-se

para cada espessura de cavaco, dois tipos diferentes de cavaco. Para uma

espessura de cavaco grande (h > 0,02 mm) há formação de um cavaco tipo dente de

serra e para espessura de cavaco menor (h < 0,02 mm) há formação de um cavaco

liso. A formação do cavaco em forma de dente de serra começa com a separação do

material através de uma trinca na superfície da peça e sob certo ângulo, tem-se a

propagação de um grande esforço de cisalhamento na peça. Os segmentos de

cavacos soltos são empurrados entre a superfície do cavaco e a nova superfície

separada. Estes segmentos de cavacos conduzem ao aumento da pressão nos

cavacos para exceder novamente o esforço crítico de cisalhamento, formando-se

assim a próxima trinca (KÖNIG E KLOCKE, 1997).

Katucu, Koursaris e Sigalas (2009) afirmam que a dureza do material usinado

e a faixa de transição de velocidades de corte convencionais para altas velocidades

são os principais fatores que alteram a morfologia do cavaco (LIN, LIAO e WEI,

27

2008). Wang e Zheng (2003) investigaram os efeitos da dureza do material no

mecanismo de formação dos cavacos, no fresamento com ferramenta de topo

esférica no aço H13 com 20 e 41 HRc de dureza. Em baixa velocidade de corte

foram formados cavacos contínuos, enquanto que em velocidades de corte maiores

foram formados cavacos segmentados.

Zhang e Guo (2009) citam que devido ao calor gerado na usinagem ser

removido pelos cavacos, a alta temperatura reage com o oxigênio do ar e produz

cores de revenimento nos cavacos. Assim, a coloração dos cavacos pode indicar a

temperatura característica do corte e pode ser usada como um guia para selecionar

uma faixa ideal de parâmetros de corte. As cores dos cavacos também dependem

da composição dos materiais. Assim, a temperatura de corte poderia ser estimada

através da análise qualitativa da coloração dos cavacos em relação à extensão da

oxidação (NING, RAHMAN e WONG, 2001).

Ning, Rahman e Wong (2001) afirmam que quanto mais escuro o cavaco,

maior a oxidação do mesmo. Em geral, a cor dos cavacos torna-se mais escura com

o aumento do desgaste das ferramentas e a oxidação aumenta com o aumento da

temperatura de corte.

Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004) estudaram o fresamento do aço

X63CrMoV5 (similar ao aço AISI D2), utilizando ferramentas de metal duro. Os

resultados mostram que o aumento da velocidade de corte nos patamares de

cavaco segmentado promove o aumento na freqüência de formação de lamelas. Isto

está relacionado à limitação da área do cavaco com elevadas taxas de deformação.

Este fato sugere menor energia para a remoção do mesmo volume unitário de

material por cisalhamento, já que uma menor região do cavaco é severamente

deformada. Em conseqüência, presume-se menor geração de calor na região do

corte por unidade de volume.

Na usinagem de materiais endurecidos, com o aumento da força de

usinagem, há também a formação de cavacos morfologicamente segmentados e

maiores forças de atrito. Tais fenômenos estão relacionados ao comportamento

tribológico na interface cavaco-ferramenta nos patamares de formação do cavaco

segmentado (QIAN e HOSSAN, 2007; TÖNSHOFF, ARENDT e AMOR, 2000; LUO,

LIAO e TSAI, 1999).

Zhang e Guo (2009) estudaram a variação da morfologia do cavaco gerado

pela usinagem do aço H13, com 50 HRc, em função dos parâmetros de corte, com

28

vc (100; 150; 200 e 250 m/min), fz (0,05; 0,10; 0,15 e 0,20 mm/aresta), ap (1,0; 1,5;

2,0; 2,5 mm) e ae (0,3; 0,4; 0,5 e 0,6 mm), utilizando uma ferramenta de corte de 20

mm de diâmetro, com 2 arestas, revestimento de (Ti-Al)N – TiN e empregando

planejamento fatorial através de método de Taguchi. Notaram que os parâmetros

que mais influenciam na formação da estrutura lamelar dos cavacos são o fz e a vc,

através do tamanho e da forma das lamelas (cavacos cisalhados). As análises com

valores mais elevados de ap e ae resultaram em cavacos uniformes.

A coloração dos cavacos também foi analisada. Para parâmetros de corte

mais amenos, há a tendência de formação de cavacos contínuos, de coloração roxo-

claro e sem formação de camada branca. Tais características indicam temperaturas

de cavaco inferiores a 1010o C, que corresponde à temperatura de austenitização do

aço H13.

Para os parâmetros de corte mais severos, há tendência de formação de

cavacos cisalhados, de coloração azul-escuros e com presença de camada branca.

Conclui-se que a temperatura superou 1478º, que corresponde à temperatura em

que a água decompõe o hidrogênio e o oxigênio, que em contato com o Ferro

presente no material, forma óxidos de ferro.

2.3 FALHA E DESGASTE DE FERRAMENTAS DE CORTE

As ferramentas usadas no corte interrompido (fresamento) apresentam

freqüentemente problemas como lascamento, trincas ou quebras. O

desenvolvimento do desgaste uniforme, na superfície de saída ou de incidência,

será dominante se a ferramenta possuir tenacidade suficiente para resistir aos

choques mecânicos e térmicos do processo. No corte interrompido, uma aresta de

corte pode sofrer avarias na entrada, no meio ou na saída, durante a revolução da

ferramenta (SANTOS e SALES, 2007).

Todos os tipos de desgastes e avarias que atingem a ferramenta de corte

podem ocasionar falhas abruptas, provocando danos à máquina, à superfície

usinada e ao porta-ferramenta. Dessa maneira é de fundamental importância se

determinar qual o momento ideal para que a aresta de corte seja substituída por

uma nova. Esse momento está ligado ao critério de fim de vida adotado e tem

grande influência no custo total do processo (COSTA, 2003).

29

Para determinar o fim da vida de uma ferramenta de corte adotam-se critérios

e, normalmente, as ferramentas se desgastam seguindo uma curva padrão,

representada pela Figura 7.

Figura 7 - Estágios de desgaste

Fonte: Adaptado de ASM International Handbook Machining (1989).

Na evolução do desgaste, podem-se distinguir três estágios (MACHADO et

al., 2009):

� Estágio I: a ferramenta sofre um desgaste acelerado, natural de adequação

ao sistema tribológico envolvido, passando então a apresentar uma taxa de

desgaste cada vez menor com o passar do tempo. Uma primeira inflexão é

observada no final desse estágio.

� Estágio II: caracteriza-se por uma taxa de desgaste constante ao longo do

tempo. A ferramenta está adequada ao processo e os mecanismos

específicos de desgaste operam em uma taxa constante até atingir uma nova

inflexão.

� Estágio III: há uma aceleração do desgaste, aumentando acentuadamente a

taxa e promovendo a quebra da ferramenta, caso o corte tenha continuidade.

O desgaste atinge níveis tão elevados que as temperaturas e tensões

envolvidas irão promover, finalmente, o colapso da ferramenta.

Os critérios mais importantes de fim de vida recomendados pela norma ISO

(1977) para ferramentas de aço rápido, metal duro e cerâmica, são o desgaste de

30

flanco máximo (VBmax) de 0,6 mm e a falha catastrófica, deixando de usinar e

perdendo a eficácia da usinagem. Podem-se distinguir três fenômenos pelos quais

uma ferramenta de corte perde sua eficácia na usinagem, sendo elas: as avarias, o

desgaste e a deformação plástica (MACHADO et al., 2009).

Define-se avaria como o fenômeno que ocorre de forma repentina e

inesperada, causado pela quebra, lascamento ou trinca da aresta de corte, diferente

do desgaste, que é a mudança da forma original da ferramenta durante o corte,

resultante da perda gradual de material. A deformação plástica é definida como a

mudança da geometria da aresta de corte pelo deslocamento de material

(MACHADO et al., 2009).

König e Klocke (1997) citam que entre os principais agentes causadores do

desgaste em ferramentas de corte podem-se citar a abrasão, a adesão, a difusão e

a formação de óxidos, conforme a Figura 8. Os principais mecanismos de desgaste

se formam em função da temperatura de corte, da velocidade de corte e outros

fatores do processo de usinagem.

Figura 8 - Principais mecanismos de desgaste no pro cesso de usinagem

Fonte: König e Klocke (1997).

No diagrama da Figura 8, os mecanismos de abrasão, adesão, difusão e

oxidação são apresentados em função da temperatura de corte ou de qualquer

parâmetro que a influencie, principalmente devido à velocidade de corte. Em baixas

temperaturas, apenas os mecanismos de adesão e abrasão estão presentes e a

adesão é predominante, enquanto que em temperaturas elevadas, a adesão perde

lugar para os novos mecanismos de difusão e oxidação. Observa-se que esses dois

31

mecanismos vão crescendo com o aumento da temperatura e que a difusão cresce

em uma escala exponencial (SANTOS e SALES, 2007).

A seguir são apresentados e discutidos os distintos mecanismos de desgaste:

� Abrasão:

A abrasão é uma das principais causas de desgaste de ferramentas, sendo

que tanto o desgaste frontal quanto o de cratera podem ser gerados por abrasão. O

desgaste gerado pela abrasão é intensificado pela presença de partículas duras no

material da peça e pela temperatura de corte que reduz a dureza da ferramenta.

Assim quanto maior a dureza a quente da ferramenta, maior sua resistência ao

material abrasivo (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2006).

� Adesão:

O fenômeno do desgaste adesivo ocorre geralmente a baixas velocidades e

temperaturas de corte, onde o fluxo de material sobre a superfície de saída torna-se

irregular. Este tipo de desgaste é decorrente de microcaldeamentos na face da

ferramenta, devido á ação de forças elevadas ou devido á interação da superfície do

cavaco e a face da ferramenta. Há a formação de aresta postiça 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. Durante o fresamento, este fenômeno ocorre na zona de

escorregamento e com o emprego de valores de profundidade de corte irregulares

ou falta de rigidez do equipamento. No microscópio, as áreas desgastadas por

adesão têm aparência áspera (MACHADO et al., 2009; SANTOS e SALES, 2007;

KÖNIG e KLOCKE, 1997).

� Difusão:

Este mecanismo envolve a transferência de átomos de um material para o

outro e é dependente da temperatura e da solubilidade dos elementos da zona de

fluxo. A área desgastada, quando observada por microscópio, é lisa. Na usinagem,

32

as velocidades relativas entre a ferramenta e a peça ou entre o cavaco e a

ferramenta são altas e o tempo de contato entre estes materiais é muito pequeno. O

que torna o mecanismo da difusão relevante é a zona de aderência na interface

cavaco-ferramenta, que não é estável e se renova periodicamente, garantindo assim

um fluxo difusivo. Em relação à solubilidade, o tamanho dos átomos é um fator muito

importante, pois átomos muito menores que os da matriz podem formar soluções

sólidas intersticiais e átomos muito próximos em relação aos da matriz tendem a

formar soluções sólidas substitucionais. Já átomos maiores que os da matriz (acima

de 15%) não apresentam solubilidade para se difundir na matriz (SANTOS e SALES,

2007; MACHADO et al., 2009).

A difusão é responsável pelo desgaste de cratera em altas velocidades de

corte, pois na superfície de saída da ferramenta é que se tem a condição necessária

para a difusão dos materiais, isto é, alta temperatura e tempo de contato cavaco-

ferramenta (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2006). A craterização excessiva

enfraquece a aresta de corte e pode levar à quebra da ferramenta.

� Oxidação:

A oxidação ocorre na maioria dos materiais metálicos em temperaturas

elevadas na presença de ar e água. O desgaste gerado pela oxidação se forma nas

áreas adjacentes de contato cavaco-ferramenta ou zona de escorregamento em

forma de pequenas bolhas de óxido e cores de revenimento. No metal duro ocorre a

formação de óxido de tungstênio, cobalto e ferro que levam ao lascamento da aresta

de corte. Este material inicia sua oxidação na faixa de temperaturas de 700 a 800

ºC, sendo que os metais duros compostos de carboneto de tungstênio e cobalto

oxidam mais facilmente do que com adição de óxido de titânio, tântalo, vanádio e

outros carbonetos (TRENT e WRIGHT, 2000; KÖNIG e KLOCKE, 1997).

Machado et al. (2009) citam que mesmo se a ferramenta de corte possuir

tenacidade suficiente para evitar uma avaria, estará sempre sujeita ao desgaste. Um

tipo de desgaste muito comum é o de flanco, causado pela abrasão e preferível em

termos de previsibilidade da vida útil. (FERES, 2010). Devido à alta temperatura

gerada no corte, outros tipos de desgaste como o entalhe e a cratera podem ocorrer

33

na usinagem do aço inoxidável martensitico (DEGLMANN, 2011; SANTOS e SALES,

2007).

2.3.1 Desgaste de Flanco (VB)

De acordo com Santos e Sales (2007), o desgaste de flanco é o principal fator

a limitar a vida das ferramentas de corte. Ele 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, tornando maior o atrito naquela região. Conseqüentemente é

ocasionada a deterioração do acabamento superficial da peça e, por modificar

totalmente a forma da aresta de corte original, faz com que a peça mude de

dimensão. O desgaste na face de flanco das ferramentas é incentivado pelo

aumento da velocidade de corte (SANDVIK COROMANT, 2010).

2.3.2 Desgaste de Cratera

Este tipo de desgaste ocorre na superfície de saída da ferramenta de corte

causado tanto pelo atrito entre a ferramenta e o cavaco como também devido a

reação química entre o material da peça e a ferramenta de corte (DINIZ,

MARCONDES e COPPINI, 2006; SANDVIK COROMANT, 2010). A profundidade e a

largura da cratera, formada na superfície de saída da ferramenta, estão relacionadas

à velocidade e ao avanço empregado durante a usinagem (FERRARESI, 2006).

2.3.3 Desgaste de Entalhe

De acordo com Santos e Sales (2007), o desgaste de entalhe aparece nas

regiões coincidentes com as laterais do cavaco, porém ainda não existe um

consenso na literatura que explique exatamente o mecanismo que provoca o

desgaste de entalhe. É comum tratar essa forma de desgaste como um tipo que

ocorre, principalmente, na usinagem de materiais resistentes a altas temperaturas

(como ligas de níquel, titânio e aço inoxidável).

34

Em geral, nas regiões onde ocorre esse tipo de desgaste, as condições de

escorregamento prevalecem e o mecanismo de desgaste, provavelmente, envolve

abrasão e adesão, fenômenos bastante influenciados pelas interações com a

atmosfera (TRENT e WRIGHT, 2000).

Senthil Kumar, Raja Durai e Sornakumar (2006) estudaram a usinagem de

liga de aço inoxidável martensitica 410, com dureza de 60 HRc e afirmam que o

desgaste de flanco afeta a vida da ferramenta em velocidades de corte menores,

enquanto que o desgaste de cratera e de entalhe afeta na usinagem com

velocidades de corte superiores, acima de 200 m/min.

2.4 PRINCIPAIS PROPRIEDADES DOS AÇOS INOXIDÁVEIS

Denomina-se aço inoxidável como uma liga ferrosa composta basicamente

por ferro, cromo, níquel e molibdênio. O cromo é o elemento de liga predominante e

seu teor mínimo é de 10,5% e é responsável por criar uma camada passivadora de

óxido e hidróxido de cromo, que é resistente e uniforme, tem excelente aderência e

plasticidade, resistência à corrosão, baixa porosidade e volatilidade além de

solubilidade praticamente nula (METALS HANDBOOK, 1972 apud SILVA et al.,

2007; CALLISTER, 1991).

O aço inoxidável é amplamente empregado em diferentes setores da indústria

brasileira, desde o setor de moldes e matrizes, petroquímico, farmacêutico, naval,

alimentício, metal-mecânico, de transportes e aplicações domésticas, devido

principalmente ao fato de não sofrer oxidação em contato com agentes corrosivos

como a atmosfera, meios aquosos ou orgânicos (FERES, 2010).

Conforme Villares Metals (2008), os tipos de aços inoxidáveis são

determinados pelo teor de cada elemento de liga que é adicionado ao aço. Alguns

elementos são adicionados para proporcionar características específicas como o

cromo, que permite resistência à corrosão, o níquel, que torna o aço mais dúctil e

não magnético, e o carbono, que torna o aço endurecivel por têmpera através de

tratamento térmico. Entretanto, os aços inoxidáveis são divididos em diferentes

classes, que variam de ferríticos, austeníticos, austenitico-ferrítico e martensíticos.

Entre os aços inoxidáveis da classe martensitica, o mais conhecido é o AISI

420 com pouco mais de 12% de cromo e aproximadamente 0,35% de carbono. Este

aço tem características metalúrgicas particulares de sua fam

elevada dureza com resistência à corrosão (ARCELOR MITTAL, 2008). De acordo

com Callister (1991), os aços inoxidáveis

termicamente tratados numa tal maneira que a martensita é o microconstituinte

principal. Adições de elementos de liga em significativas concentrações podem

alterar acentuadamente no diagrama de fase ferro

De acordo com

inoxidável AISI 420 é a base de Fe

molibdênio que permite

martensitica na têmpera. A presença de cromo e molibdênio ou vanádio é

responsável pela resposta no revenimento. Em temperaturas de revenimento

próximas de 500 ºC este aço sofre endurecimento secundário pela precipitação de

carbonetos dos elementos de liga.

utilizados no estado temperado e revenido, com dureza na faixa de 48 a 54

Sua resistência à corrosã

principalmente na combinação entre as temperaturas de austenitização e de

revenimento (SOARES e RIBEIRO, 2004).

Tabela

Liew (2010) realizou experimentos de fresamento de aço inoxidável AISI 420,

variando a dureza do material em 40 e 55

e os revestimentos das ferramentas de corte (sem revestimento, ún

TiAlN e multicamadas de TiAlN/AlCrN). A ferramenta utilizada

mm e 2 arestas de corte

avaliado o desgaste de flanco em função do comprimento usinado.

desgaste de flanco é maior para o material com

multicamadas de TiAlN/AlCrN apresentou melhor desempenho de corte (menor



aço tem características metalúrgicas particulares de sua família que permitem unir


com Callister (1991), os aços inoxidáveis martensiticos são capazes de ser

tratados numa tal maneira que a martensita é o microconstituinte

Adições de elementos de liga em significativas concentrações podem

alterar acentuadamente no diagrama de fase ferro-carboneto de ferro.

De acordo com Villares Metals (2008), a composição química do aço

inoxidável AISI 420 é a base de Fe-0,4%C-13,5%Cr (Tabela 1), e com adições de

permitem obter uma estrutura austenítica no aquecimento e

tica na têmpera. A presença de cromo e molibdênio ou vanádio é


de 500 ºC este aço sofre endurecimento secundário pela precipitação de

carbonetos dos elementos de liga. No setor de moldes e matrizes n

utilizados no estado temperado e revenido, com dureza na faixa de 48 a 54

Sua resistência à corrosão depende do ciclo de tratamento térmico utilizado


revenimento (SOARES e RIBEIRO, 2004).

Tabela 1 - Composição química do aço inoxidável AISI 420

Fonte: Villares Metals (2008).


variando a dureza do material em 40 e 55 HRc, diferentes condições de refrigeração

e os revestimentos das ferramentas de corte (sem revestimento, ún

TiAlN e multicamadas de TiAlN/AlCrN). A ferramenta utilizada possui diâmetro de 2

2 arestas de corte. Foi empregada a velocidade de corte de 50 m/min e

o desgaste de flanco em função do comprimento usinado.

sgaste de flanco é maior para o material com maior dureza e o revestimento de


35



ília que permitem unir


são capazes de ser

tratados numa tal maneira que a martensita é o microconstituinte

Adições de elementos de liga em significativas concentrações podem

carboneto de ferro.

a composição química do aço

r (Tabela 1), e com adições de

obter uma estrutura austenítica no aquecimento e

tica na têmpera. A presença de cromo e molibdênio ou vanádio é


de 500 ºC este aço sofre endurecimento secundário pela precipitação de

No setor de moldes e matrizes normalmente são

utilizados no estado temperado e revenido, com dureza na faixa de 48 a 54 HRc.

o depende do ciclo de tratamento térmico utilizado


Composição química do aço inoxidável AISI 420


, diferentes condições de refrigeração

e os revestimentos das ferramentas de corte (sem revestimento, única camada de

possui diâmetro de 2

velocidade de corte de 50 m/min e foi

o desgaste de flanco em função do comprimento usinado. Notou-se que o

e o revestimento de


36

desgaste nas arestas) devido à formação de óxido de cromo duro, que gerou maior

resistência a delaminação.

Em trabalho realizado por Rohloff et al. (2011), na usinagem por fresamento

do aço inoxidável AISI 420, com dureza de 51 HRc, foi verificada a influência dos

revestimentos de ferramentas em relação ao comprimento usinado e com o

desgaste gerado pelo corte. Os revestimentos utilizados neste trabalho foram

CrN/AlTiCrN/AlCrN, AlTiSiN e AlTiN, usando fresa inteiriça de metal duro com

diâmetro 8 mm, raio de 0,5 mm e com 4 arestas de corte. Os parâmetros de corte

empregados foram: velocidade de corte de 150 m/min, profundidade de corte de 0,2

mm, largura de corte de 6,0 mm, avanço por aresta de corte de 0,08 mm/aresta e

sentido de corte discordante. O experimento contou com analises estatísticas, com

réplica e os resultados evidenciaram que, com nível de confiança de 95%, o

desgaste de flanco foi predominante ao longo da usinagem, para os distintos

revestimentos analisados e que o menor valor de desgaste foi encontrado para as

ferramentas revestidas com AlTiSiN.

Rohloff, Albano e Souza (2011) avaliaram o comportamento do desgaste das

ferramentas, espessura dos revestimentos e rugosidade da superfície usinada,

adicionando mais duas coberturas à base de AlCrN aos experimentos realizados por

Rohloff et al. (2011). Os resultados mostraram que o desgaste de flanco foi

diretamente proporcional à rugosidade, onde as ferramentas com menor desgaste

apresentaram melhor qualidade superficial. Notou-se também que os revestimentos

com maior microdureza e espessura apresentaram menor eficiência no fresamento

do aço inoxidável AISI 420, com dureza de 51 HRc.

2.5 PLANEJAMENTO DE EXPERIMENTOS

As técnicas de projeto de experimentos são ferramentas com uma grande

aplicação nas etapas de projeto preliminar, projeto do produto, projeto do processo

de fabricação e na etapa de avaliação e de melhoria. Principalmente, porque nessas

fases é necessário analisar a influência de um ou mais fatores (MONTGOMERY e

RUNGER, 2009).

A análise de variância permite analisar a variação média dos resultados dos

testes, com grau de confiança conhecido, e demonstrar quais dos fatores realmente

37

produzem efeitos (principais e de interação) significativos na resposta de um

sistema. Comumente é utilizada a ANOVA de fator único (somente um parâmetro), e

a ANOVA de fator duplo (dois parâmetros). No caso do estudo da influência de três

ou mais fatores é necessário o uso da ANOVA para k fatores, sendo necessário o

uso de softwares específicos para os cálculos. Ao final de todas as analises a saída

é uma tabela onde o pesquisador obtém a correlação das variáveis e dos

parâmetros, as influências individuais e coletivas dos parâmetros, o erro de

estimativas e a confiabilidade dos dados (GUENZA, 2008).

De acordo com Colombari (2004), para conduzir e obter resultados de um

procedimento experimental através da análise de variância é preciso analisar os

valores críticos da estatística do teste, que podem ser o valor de p (p-value), F

(Fisher) ou T (student), onde quanto maior for este valor, maior será a influência da

variável sobre o resultado de saída.

A probabilidade de cometer um erro na análise dos resultados é identificada

pelo nível de significância do teste estatístico, que no presente experimento será

representado pela análise do p-value, onde este terá que ser menor que 0,05 para

ser considerado como significante sobre o resultado em análise, para um nível de

confiança de 95%. Para avaliação dos dados coletados nos experimentos

desenvolvidos neste trabalho, são utilizadas ferramentas estatísticas para estudar o

comportamento do processo e o relacionamento entre os parâmetros de usinagem e

as respectivas variáveis.

38

3 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

Este trabalho propõe estudar a usinagem por fresamento do aço inoxidável

AISI 420. É avaliada a influência dos parâmetros de usinagem que são: velocidade

de corte (vc), avanço por aresta (fz) e profundidade de corte (ap) no desgaste de

flanco da ferramenta, em função do volume usinado. O procedimento experimental

detalhado está apresentado a seguir.

3.1 PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL

O planejamento experimental foi elaborado com 3 variáveis de entrada (ap, vc,

fz) e 3 níveis, resultando em 27 combinações de parâmetros de corte.

Os valores dos parâmetros de corte empregados foram baseados em

recomendações do fabricante dos insertos de corte, que indicaram 90 m/min para a

velocidade de corte, conforme Anexo I. Foram realizados ensaios preliminares para

identificar a capacidade da ferramenta de corte operar com velocidades de corte

superiores. Os resultados preliminares mostraram que a velocidade de corte pode

ser duas vezes superior ao valor recomendado pelo fabricante.

Os valores de profundidade de corte e avanço por aresta foram mantidos

dentro da faixa recomendada pelo fornecedor das ferramentas de corte, sendo de

0,25 mm a 0,75 mm para a profundidade axial de corte e 0,1 mm a 0,2 mm de

avanço por aresta. A largura de corte foi mantida constante, 6,0 mm, o que

corresponde a 75% do diâmetro efetivo de corte da ferramenta empregada. Na

Tabela 2 são apresentados os valores adotados no experimento.

Tabela 2 - Variáveis do procedimento experimental

Velocidade de corte (vc) Avanço por aresta (fz) Profundidade de corte (ap)

90 m/min 0,1 mm/aresta 0,25 mm



Todas as usinagens realizadas foram em sentido concordante.

39

Por convenção, foi atribuída uma numeração de 1 a 27 para as diferentes

combinações de parâmetros de corte, conforme a Figura 9.

Figura 9 – Combinações de parâmetros de corte

Para garantir maior confiabilidade nos resultados obtidos, foram realizadas 2

repetições de cada combinação de experimento. Desta forma, obtiveram-se 81

experimentos de usinagem.

Baseados nos experimentos preliminares foram assumidos como critérios

para interrupção da usinagem, o volume usinado de 47,25 cm³ ou o desgaste atingir

o valor de 0,6 mm, sendo qual deles for alcançado primeiro.

Em todos os casos, após o início da usinagem, o desgaste da ferramenta foi

avaliado em 5 momentos, conforme o volume de material a ser removido, a citar:

9,45 cm³; 18,9 cm³; 28,35 cm³, 37,8 cm³, 47,25 cm³. Foram captadas imagens do

desgaste de flanco máximo dos 81 experimentos de usinagem, em cada um dos 5

40

volumes estabelecidos. Para cada imagem de desgaste captada foram realizadas 3

medições sobre a mesma.

A usinagem dos corpos-de-prova foi realizada no laboratório de pesquisas do

grupo Promolde, na Sociesc – Joinville. Todos os corpos-de-prova de aço inoxidável

AISI 420 utilizados no procedimento experimental foram fixos na morsa da máquina-

ferramenta na mesma posição e todas as usinagens utilizaram o mesmo programa

CNC.

Os ensaios ocorreram em condições de usinagem utilizando ar comprimido

com pressão de 6 kgf/cm² sobre a superfície da peça, a fim de remover o excesso

de cavaco gerado.

O procedimento do experimento consistiu em:

� Fixar um par de insertos novos na ferramenta de corte;

� Remover 9,45 cm³;

� Colher os cavacos obtidos da usinagem e guardá-los em recipientes

fechados;

� Fotografar e medir o valor do desgaste de flanco das ferramentas de corte;

� Fixar novamente o cone na máquina-ferramenta e continuar o ensaio;

O procedimento descrito foi repetido 5 vezes para cada uma das 81

combinações de parâmetros de corte do planejamento experimental. Assim, cada

usinagem removeu ao término das 5 paradas um montante de 47,25 cm³. Foram

utilizados 44 insertos de corte (aproveitando quatro arestas de cada inserto), 32 kg

de aço inoxidável e aproximadamente 180 horas de usinagem para a conclusão da

parte prática do presente trabalho.

Os cavacos gerados nos experimentos foram analisados quanto ao tipo e

coloração. Foram selecionadas amostras de cavacos de 8 casos de estudo, sendo

com o menor e o maior nível de cada uma das 3 variáveis do experimento, conforme

representa a Tabela 3. Com os cavacos resultantes destas diferentes combinações

de parâmetros de corte, foram avaliados o tipo e a coloração predominante das

amostras.

41

Tabela 3 - Valores do planejamento fatorial derivad o

Variáveis

Velocidade de corte Profundidade de corte Avanço por aresta

Níveis 90 0,25 0,1

180 0,75 0,2

Ressalta-se que com as combinações de parâmetros de corte apresentados

pela Tabela 3, a combinação com vc = 180 m/min, ap = 0,75 mm e fz = 0,2 mm/aresta

teve a usinagem interrompida no volume usinado de 37,8 cm³, devido a atingir valor

de desgaste superior a 0,6 mm. Assim sendo, as análises dos cavacos foram

realizadas com amostras geradas com o volume usinado de 9,45 cm³ e com 37,8

cm³ para as 8 combinações de parâmetros de corte.

Kalss et al. (2006) demonstram que otimizando a ferramenta de corte, por

meio de custo e vida útil, esta ação pouco representa nos custos totais de

manufatura. Reduzindo o custo das ferramentas em 30% ou aumentando sua vida

útil em 50%, isto implicaria em apenas 1% de redução dos custos totais de

manufatura. Porém, segundo os autores, aumentando 20% dos parâmetros de corte,

isso poderá representar uma redução de até 15% dos custos.

Sendo assim, uma análise simplificada de custos também foi realizada neste

trabalho, considerando os custos de hora-máquina, ferramentas de corte e a

redução do tempo de fabricação para diferentes combinações de parâmetros de

corte.

3.2 MATERIAL EMPREGADO NOS EXPERIMENTOS DE USINAGEM

O material utilizado para o procedimento experimental foi o aço inoxidável

AISI 420. Foram utilizados 27 blocos com as dimensões de 100 x 63 x 34 mm. Os

corpos-de-prova foram submetidos a um ciclo de tratamento térmico, de acordo com

Apêndice A, que resultou em dureza de 52 HRc. Este valor de dureza encontra-se

dentro da faixa de dureza especificada (48 a 54 HRc) para este material em

aplicações na indústria de moldes e matrizes (VILLARES METALS, 2008).

42

A composição química dos materiais foi determinada por meio da análise via

emissão óptica, com um espectrômetro da marca Spectromax e com o auxílio do

software Spark Analyzer MX. Este equipamento possui as calibrações para análise

de ligas de aço baixa liga, ferro fundido (cinzento e nodular), aço inoxidável, aço

manganês e ferro alto-cromo (ferro branco). A composição química do aço

inoxidável AISI 420 utilizado no procedimento experimental segue descrito em

Apêndice B e a microestrutura do material é apresentada na Figura 10, com um

aumento de 200 vezes sobre a face transversal da região cortada, onde se percebe

a presença de inclusões não metálicas em meio à estrutura do material.

Figura 10 - Microestrutura do aço inoxidável AISI 4 20

3.3 EQUIPAMENTOS E FERRAMENTAS

Para os ensaios de usinagem, utilizou-se o centro de usinagem vertical da

marca Feeler, modelo FV-600, que utiliza o comando numérico Mitsubishi Meldas

500.

As principais especificações dessa máquina são o deslocamento no eixo X de

610 mm, 450 mm no eixo Y, 505 mm no eixo Z e a velocidade de deslocamento da

mesa em avanço rápido é de 18m/min. O eixo-árvore possui uma rotação máxima de

6000 rpm, potência máxima de 7,6 kW e a interface de fixação de ferramenta no

fuso da máquina é do tipo ISO-40 (BT40).

43

A ferramenta utilizada no processo foi a fresa de diâmetro 16 mm, com 2

arestas de corte em passo normal e com haste de fixação cilíndrica, código Sandvik

R300-016A20L-08L, de acordo com a Figura 11.

Figura 11 - Fresa Sandvik R300-016A20L-08L


Nota-se pela Figura 11 que o diâmetro efetivo de usinagem aumenta com o

aumento da variável ap até a medida em que a profundidade seria maior ou igual ao

valor do raio do inserto. Foi padronizado para o experimento proposto desconsiderar

esta variação do diâmetro efetivo de corte e adotar como padrão o valor do diâmetro

externo da ferramenta de corte (16 mm).

O inserto utilizado no procedimento experimental foi de formato redondo, com

diâmetro de 8 mm (iC), espessura de 2,78mm (S), com ângulo de folga de 15º e

código Sandvik R300-0828M-MM, com cobertura GC1040, conforme Figura 12. A

geometria do quebra cavaco é do tipo M-MM (SANDVIK COROMANT, 2011). Optou-

se por este tipo de inserto com ângulo de folga de 15º, com base no resultado obtido

por Shao, Liu e Qu (2007), onde foi realizada uma pesquisa sobre dois diferentes

ângulos de folga (17º e 28º) para análise de desgaste de flanco e rugosidade na

usinagem de aço inoxidável, sendo que a ferramenta com menor ângulo de folga

apresentou menores valores de desgaste de flanco e de rugosidade.

44

a) Inserto em 3D.

b) Inserto com as dimensões.

c) Geometria.

Figura 12 - Inserto utilizado no experimento


Outro fator a ser considerado durante a seleção do material do inserto a ser

utilizado diz respeito ao tamanho dos grãos de carbonetos presentes na sua

composição. Em geral, grãos menores melhoram a resistência ao desgaste do

inserto, enquanto grãos maiores melhoram a tenacidade. O metal duro com micro-

grãos alia a alta resistência ao desgaste com uma tenacidade elevada, sendo

utilizado principalmente em insertos ou ferramentas inteiriças para a usinagem de

aços endurecidos (URBANSKI et al., 2000).

Aplicada somente para fresamento, a classe GC1040 é indicada para

desbaste e acabamento, cortes interrompidos e seu desempenho é bastante seguro

em materiais de difícil usinabilidade como os aços inoxidáveis martensiticos e

duplex, com dureza bastante elevada. O material de base (metal duro) é constituído

com microgrãos tenazes, de acordo com a Figura 13 (SANDVIK COROMANT,

2011).

Figura 13 - Revestimento da ferramenta de corte


45

O revestimento aplicado sobre o inserto de corte é TiAlN, em PVD (Tabela 4),

sendo que a composição química é 64,4% WC, 16,3% Co, 10,6% TiC, 5,5% TaC e

3,2% NbC.

Tabela 4 - Características da classe GC 1040


Para a fixação dos insertos na ferramenta de corte, foi utilizado o torquímetro

TORX PLUS, código Sandvik 5680 100-03, com torque fixado em 1,2 Nm, que

garante um desempenho superior em comparativo a uma chave de aperto

convencional e também um valor de torque padrão para todos insertos de corte

utilizados. Conforme Sandvik Coromant (2010), um torque de aperto muito alto

afetará o desempenho de forma negativa e causará a quebra da pastilha e do

parafuso de aperto. Já com um torque muito baixo, causará movimento da pastilha e

vibrações comprometendo o resultado da usinagem.

Para a montagem da fresa, foi utilizado um mandril porta-pinça, com pinça de

diâmetro de 20 mm, fresa de diâmetro 16 mm e dois insertos redondos de diâmetro

8 mm (Figura 14).

Figura 14 - Mandril porta-pinça, fresa e inserto


De modo a acompanhar a evolução do desgaste das ferramentas de corte,

sem que houvesse a necessidade de remover o inserto da fresa, foram fabricados

46

dispositivos para auxiliar nas medições dos desgastes. Desta forma, garantiu-se que

o inserto permanecesse exatamente na mesma posição durante todas as paradas

de usinagem e também foi possível reduzir o tempo de set-up.

Para auxiliar na mensuração do desgaste de flanco (VB), foi fabricado um

dispositivo de madeira, onde o cone da ferramenta fica na posição vertical e o

microscópio utilizado fica apoiado sobre a superfície do dispositivo, conforme

monstra a Figura 15.

Figura 15 - Dispositivo de auxílio para medir VB

Para identificar o nível de desgaste dos insertos de corte foi utilizado um

microscópio Olympus SZ 40, integrado com um software de captação de imagens

denominado Image Pro Plus. Nas análises realizadas foi aplicado um aumento de 80

vezes, de modo a ser capaz a obter o valor de desgaste dos insertos de corte.

Para a análise dos cavacos resultantes das usinagens, foi utilizado um

microscópio Olympus BX51, integrado com o software Image Pro Plus para a

aquisição das imagens. Nestas análises, foi aplicado aumento de 500 vezes na lente

do microscópio.

Para a análise dos cavacos, os mesmos foram embutidos a quente, em um

embutidor Aratec PRE-30, com uma pressão de 100 a 150 kgf/cm² e por 10 minutos.

O lixamento das amostras foi feito com lixa d’agua de 120, 320, 600 e 1200 µm,

respectivamente. Foi utilizado pasta de diamante de 1 µm e 3 µm e o ataque foi feito

com solução Vilella.

47

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES

Neste capítulo são apresentados e discutidos os resultados do desgaste de

flanco máximo das ferramentas de corte (Item 4.1). Posteriormente são avaliados os

cavacos (Item 4.2) e feitas as análises de custo (Item 4.3). A apresentação dos

dados será na forma de gráficos e tabelas, mostrando também documentação

fotográfica das arestas de corte e dos cavacos. Não foram registradas neste trabalho

todas as fotografias devido às semelhanças de resultados obtidos.

4.1 ANÁLISES DO DESGASTE DE FLANCO MÁXIMO

Na Figura 16 são apresentadas imagens das ferramentas de corte

empregadas no procedimento experimental, apresentando o desgaste de flanco em

fase inicial (Figura 16a) e avançada (Figura 16b).

a) Desgaste de flanco: estágio inicial. b) Desgaste de flanco: estágio avançado.

Figura 16 - Desgaste de flanco das ferramentas de c orte

Nota-se na Figura 16a o desgaste de flanco em sua fase inicial, conservando

a geometria definida da ferramenta e o ângulo de afiação. Com a evolução do

desgaste de flanco, Figura 16b, nota-se que a aresta de corte não apresenta mais

uma geometria e afiação inicial, com forte presença de lascamento e delaminação

na aresta.

Vb

Vb

48

A Figura 17 apresenta os valores de desgaste de flanco máximo em função

das distintas combinações de parâmetros de corte e dos volumes usinados, sendo

que os valores de desgaste são as médias aritméticas entre as 3 medições de cada

imagem e as 3 réplicas de cada combinação de parâmetros de corte. Para facilitar a

análise comparativa, o gráfico limita os valores máximos de desgaste em de 1 mm.

Em alguns casos, este valor foi superado.

49

Figura 17 - Desgaste de flanco máximo por volume us inado para os distintos parâmetros de corte

-

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

90

0,2

5 0

,1

13

5 0

,25

0,1

18

0 0

,25

0,1

90

0,2

5 0

,15

13

5 0

,25

0,1

5

18

0 0

,25

0,1

5

90

0,2

5 0

,2

13

5 0

,25

0,2

18

0 0

,25

0,2

90

0,5

0,1

13

5 0

,5 0

,1

18

0 0

,5 0

,1

90

0,5

0,1

5

13

5 0

,5 0

,15

18

0 0

,5 0

,15

90

0,5

0,2

13

5 0

,5 0

,2

18

0 0

,5 0

,2

90

0,7

5 0

,1

13

5 0

,75

0,1

18

0 0

,75

0,1

90

0,7

5 0

,15

13

5 0

,75

0,1

5

18

0 0

,75

0,1

5

90

0,7

5 0

,2

13

5 0

,75

0,2

18

0 0

,75

0,2

De

sga

ste

de

fla

nco

má

xim

o (

mm

)

Parâmetros de corte [ vc (m/min) - ap (mm) - fz (mm/aresta)]

Desgaste de flanco máximo para os parâmetros de corte

47,25 cm³

37,8 cm³

28,35 cm³

18,9 cm³

9,45 cm³

vc

ap

fz

50

Nota-se, essencialmente, a crescente evolução do desgaste das arestas de

corte ao longo da quantidade de material removido para um mesmo parâmetro de

corte e que as maiores dispersões ocorrem a partir de 28,35 cm³ de material

removido, como pode ser visto pela amplitude do desvio-padrão representado no

Apêndice C, que corresponde a média de 3 análises. Neste, são apresentados

valores de desgaste de flanco máximo em função das combinações de parâmetros

de corte, para cada volume de usinagem em separado, de modo a facilitar a análise

do comportamento do desgaste entre as variáveis.

Até o volume usinado de 18,9 cm³ os valores de desgaste de flanco máximo

pouco variaram, com exceção da combinação 24 (vc = 180 m/min, ap = 0,75 mm e fz

= 0,15 mm/aresta) que ultrapassou o critério de fim de vida, chegando ao valor de

0,8 mm no volume usinado de 18,9 cm³ e desta forma, sendo interrompida a

usinagem com esta combinação.

Também se destacam os valores de desgaste relativos aos mesmos níveis de

vc e ap, porém com fz de 0,2 mm e 0,1 mm por aresta. O desgaste de flanco máximo

atinge valores elevados, superando o critério de fim de vida em 28,35 cm³ para fz =

0,2 e 47,25 cm³ para com fz = 0,1 mm/aresta.

Sugere-se que este resultado de maior desgaste de flanco com fz

intermediário, esteja relacionado às modificações dos mecanismos de desgaste. Na

usinagem de materiais endurecidos o comportamento da usinagem é

completamente diferente de aços convencionais. Nota-se que a vida útil da

ferramenta não segue a curva de Taylor, mas sim uma parábola. Geralmente se dá

em função da elevação da temperatura do processo, também relacionado ao fz

(TOMITA, 1999).

Com fz = 0,15 mm/aresta houve tendência a macro e micro lascamentos

(Figura 16b), enquanto que com fz = 0,1 e 0,2 ocorreram desgaste de flanco, fato

que enfatiza a diferença de comportamento e valor máximo na medição.

Por meio da análise fatorial, foram obtidos gráficos dos efeitos principais

sobre o comportamento do desgaste de flanco para os diferentes níveis das

variáveis. A Figura 18 apresenta os efeitos principais para o volume usinado de 9,45

cm³.

51

18013590

0,075

0,070

0,065

0,060

0,055

0,200,150,10

0,750,500,25

0,075

0,070

0,065

0,060

0,055

Vc

Mé

dia

Fz

Ap

Gráficos dos efeitos principais para 9,45 cm³dados médios

Figura 18 - Efeitos principais sobre o desgaste de flanco para 9,45 cm³

Nota-se que independentemente do volume usinado, todos os gráficos

apresentam curvas similares e demonstram que a vc que mais influencia no

desgaste de flanco é 180 m/min, bem como o fz de 0,15 mm/aresta e a ap de 0,75

mm. Os gráficos dos demais volumes usinados são apresentados em Apêndice D.

Nota-se que os parâmetros de corte que mais sofreram desgaste são com

velocidade e profundidade de corte de corte superiores (vc = 180 m/min e ap = 0,75

mm), fato que deve estar relacionado com o impacto entre a aresta de corte e a

peça. Conforme a literatura, que cita que além de toda a influência que a velocidade

de corte exerce sobre a temperatura de corte, incentivando fenômenos como

abrasão, difusão e oxidação, no fresamento o aumento da velocidade de corte

aumenta a força de impacto da aresta de corte com a peça, e com elevado valor de

ap, incentiva ainda mais a ocorrência de lascamento e trincas de origem mecânica

na aresta de corte (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2006).

Para o último volume de usinagem avaliado (47,25 cm³), nota-se que as

combinações de parâmetros de corte dos casos 6, 12, 20 e 23 também ultrapassam

o critério de fim de vida, chegando a valores superiores a 0,6 mm.

Para avaliar o nível de influência das distintas variáveis do planejamento

fatorial, foram realizadas análises dos valores de “p” e de “F” de cada variável. As

52

avaliações através dos parâmetros “p” e “F” facilitam a compreensão da influência

de cada variável sobre o desgaste de flanco, para cada quantidade de material

removido. Para realizar esta análise é preciso ter todos os valores dos resultados;

desta forma, foram elaboradas curvas de interpolação para se obter os valores

teóricos de desgaste para os casos nos quais a usinagem foi interrompida antes de

remover os 47,25 cm³ de material.

A Figura 19 apresenta o resultado da análise fatorial realizada com nível de

confiança de 95%, para o volume usinado de 47,25 cm³.

Figura 19 - Análise de variância do desgaste de fla nco para 47,25 cm³

Nota-se que todas as variáveis são significativamente influentes, pois

apresentam valor de “p” menor que 0,05. Através dos valores de “F” apresentados,

nota-se que a variável mais influente é a vc (F = 1011,19), seguido do ap (F =

912,52), da fz (F = 182,95).

A mesma metodologia de análises foi aplicada para os demais volumes

usinados e os resultados são apresentados resumidamente pela Figura 20.

53

Figura 20 - Variáveis significativamente influentes no desgaste de flanco

Nota-se que no início da usinagem (volume usinado de 9,45 cm³) não se tem

com clareza uma discrepância dos valores de influência das variáveis do

experimento proposto. A variável ap apresenta maior valor, porém com valores muito

próximos das demais variáveis e de maneira de que muito pouco se pode concluir

para esta situação.

Nos demais volumes usinados notam-se algumas tendências. A variável vc

apresentou maior influência sobre o desgaste das ferramentas, confirmando citações

da literatura, onde é afirmada que esta variável é a mais influente devido a aumentar

a quantidade de energia (calor) sobre o processo de corte e sem interferir sobre a

área de contato da ferramenta-peça.

Nota-se que a variável ap apresenta a segunda maior influência sobre o

desgaste das ferramentas. Inicialmente sua influência é semelhante à da variável vc,

para o volume usinado de 18,9 cm³ e com o aumento do volume usinado, mantém

sua influência apenas próxima à variável vc.

A variável fz apresenta tendência de diminuir sua influência sobre o desgaste

das ferramentas de corte com o aumento do volume usinado. Os resultados

mostram que a variável fz é menos influente que a variável ap no desgaste da

ferramenta no fresamento de aço inoxidável AISI 420. Fato que contraria a literatura,

que afirma que a variável fz tem maior influência sobre o desgaste do que a variável

0

200

400

600

800

1000

1200

9,45 18,9 28,35 37,8 47,25

F (

fish

er)

Volume usinado (cm³)

Variáveis significativamente influentes no

desgaste de flanco

vc

ap

fz

54

ap, pois fz eleva mais a quantidade de calor imputada ao processo se comparada a

variável ap (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2006).

Sugere-se que este resultado de maior influência da variável ap do que a

variável fz, se deve à geometria do inserto, que por ter formato redondo, aumentando

ap aumenta-se conseqüentemente a largura de corte (ae) e a somatória das

influências destas variáveis acaba sendo maior do que a influência da variável fz.

Ghani, Choudhury e Masjuki (2004) estudaram o fresamento de aço AISI H13,

variando a vc, ap e fz. Neste estudo notaram que o fz possui efeito menos significativo

em relação à vida da ferramenta do que ap e vc. Gu et al. (1999) avaliaram o

comportamento do desgaste no fresamento de aço 4140 variando a vc e fz e também

notaram maior influência do vc do que do fz sobre os resultados. König e Klocke

(1997) acrescentam a isto, quando recomendam a utilização de elevados

velocidades de avanço e a redução dos valores de velocidade de corte na

usinabilidade de aços inoxidáveis resistentes ao calor, devido à presença de

martensita na microestrutura do material. Os resultados obtidos no presente trabalho

endossam a literatura.

4.2 ANÁLISES DO CAVACO

Os cavacos foram analisados quanto ao tipo e coloração, como apresentado

a seguir.

4.2.1 Tipo dos cavacos

As amostras de cavacos das 8 combinações de parâmetros de corte para o

volume usinado de 9,45 cm³ e de 37,8 cm³ foram fotografadas com auxílio de

microscópio estereoscópico, com aumento de 500 vezes. Desta maneira, foi

avaliado o tipo do cavaco para cada condição de corte.

A Figura 21 apresenta imagens capturadas de cavacos para uma condição de

corte mais amena e outra mais severa. Os cavados apresentados representam uma

amostra com as mesmas características apresentadas nos demais cavacos de cada

coleta. O resultado completo das imagens segue no Apêndice E.

55

Cavacos com 9,45 cm³. Cavacos com 37,8 cm³.

vc = 180

m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

a)

b)

vc = 180

m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75

mm.

c)

d)

Figura 21 - Tipos de cavacos

Em relação aos tipos de cavacos, de acordo com a Figura 21 e o Apêndice E,

nota-se que há cavacos contínuos e cavacos cisalhados, característicos do processo

de fresamento de aços endurecidos. Os cavacos contínuos são observados para os

parâmetros de corte mais amenos e com a elevação destes parâmetros, nota-se a

alteração do tipo dos cavacos para cisalhados.

Na Figura 21, nota-se que para um mesmo valor de vc e de fz, variando ap, o

tipo do cavaco se altera de forma progressiva. Com ap = 0,25 mm, no início da

usinagem (9,45 cm³) o cavaco é contínuo e com ap = 0,75 mm, também com no

início da usinagem, nota-se um cavaco com picos e vales bem definidos,

característico do tipo de cavacos cisalhados.

Nota-se também a alteração do tipo do cavaco em função da quantidade de

material removido para uma mesma combinação de parâmetro de corte, bastante

evidente comparando-se a Figura 21a e 21b. Sugere-se que esta alteração esteja

relacionada ao maior valor de desgaste da ferramenta de corte, que gera uma maior

deformação na microestrutura do cavaco e leva a formação de cavacos cisalhados.

56

Estes resultados vão de encontro à literatura que também analisou a

usinagem de aços endurecidos: Zhang e Guo (2009), Katucu, Koursaris e Sigalas

(2009), Lin, Liao e Wei (2008), Dolinsek, Ekinovic e Kopac (2004), Ning, Rahman e

Wong (2001), Wang e Zheng (2003), Senthil Kumar, Raja Durai e Sornakumar

(2006), Boing (2011), no que concerne à forte presença de cavacos cisalhados, a

variação do tipo de cavaco contínuo para cisalhado com a elevação dos parâmetros

de corte e com o aumento do desgaste das ferramentas utilizadas na usinagem de

aços endurecidos.

4.2.2 Análise simplificada da coloração dos cavacos

Para avaliar a coloração dos cavacos, as amostras foram fotografadas com

auxílio de microscópio estereoscópico e aumento de 20 vezes. O resultado completo

das imagens segue no Apêndice F.

Com base nas imagens nota-se que a coloração dos cavacos depende do

parâmetro de corte adotado como referência e do volume usinado. Na Figura 22 são

representadas as variações de quantidade de material removido para duas

combinações de parâmetros de corte.

57

Cavacos com 9,45 cm³. Cavacos com 37,8 cm³.

vc = 90 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

a) b)

vc = 180

m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

c) d)

Figura 22 - Coloração dos cavacos

Nota-se que nas condições de usinagem empregando combinações de

parâmetros de corte mais amenas, a coloração dos cavacos foi amarelada. Com o

aumento dos parâmetros de corte, tornando-os mais severos, há uma tendência de

gerar cavacos de coloração roxo-claro e em casos mais extremos, cavacos

azulados.

Nota-se, também, que com o aumento da vc e com o aumento da ap, para

uma mesma combinação de parâmetro de corte a formação de cavacos escurecidos

é proporcional ao aumento destas variáveis.

Entretanto alterando o fz, esta formação de cavacos escurecidos não é

proporcional. Nota-se que, para uma mesma combinação de ap e vc, com fz = 0,1

mm/aresta há a formação de cavacos mais escurecidos do que com fz = 0,2

mm/aresta.

58

4.3 ANÁLISES SIMPLIFICADAS DOS CUSTOS DE FABRICAÇÃO

Foi empregada a metodologia de análise sobre o planejamento fatorial

derivado, o mesmo empregado nas análises dos cavacos, sob o ponto de custo x

produtividade de fabricação do ferramental, para o volume removido de 37,8 cm³;

empregando o custo da hora-máquina (estipulado em R$ 150,00) e o preço de uma

montagem de insertos (R$ 43,64, de acordo com Anexo I).

Com as variáveis do planejamento fatorial derivado, foi determinado o tempo

necessário para usinagem de 37,8 cm³ de material, com cada uma das combinações

de parâmetros de corte. O cálculo do tempo se deu com base no cálculo da rotação

da ferramenta de corte (rpm), da velocidade de avanço (mm/min) e da taxa de

remoção (cm³/min), conforme descreve a Tabela 5.

Tabela 5 - Tempos necessários para remoção de 37,8 cm³

vc

(m/min)

ap

(mm)

fz

(mm/aresta)

n

(rpm)

vf

(mm/min)

Q

(cm³/min)

T

(hh:min:seg)

90 0,25 0,1 1790 358 0,537 01:57:20

180 0,25 0,1 3580 716 1,074 00:58:40

90 0,25 0,2 1790 716 1,074 00:58:40

180 0,25 0,2 3580 1432 2,148 00:29:20

90 0,75 0,1 1790 358 1,611 00:39:06

180 0,75 0,1 3580 716 3,222 00:19:33

90 0,75 0,2 1790 716 3,222 00:19:33

180 0,75 0,2 3580 1432 6,444 00:09:46

A verificação da relação custo-benefício foi feita através da análise isolada de

uma variável em relação às demais.

A Tabela 6 representa as relações de tempo de fabricação, desgaste de

ferramenta e o saldo final para as diferentes combinações de vc e ap do

planejamento fatorial derivado, tendo por variável o fz = 0,1 e 0,2 mm/aresta.

59

Tabela 6 - Relação de custos alterando o “f z”

Variando TempoDiferença de tempos

(hh:min:seg)R$

Desgaste de Flanco (mm)

R$ Saldo

vc = 90 m/min

ap = 0,25 mm

fz = 0,1 → 0,2 mm/aresta

50% < 00:58:40 146,66 2,2% > -0,96 +

vc = 180 m/min

ap = 0,25 mm


50% < 00:29:20 73,33 54,7% > -23,87 +

vc = 90 m/min

ap = 0,75 mm


50% < 00:19:33 48,87 31,62% > -13,8 +

vc = 180 m/min

ap = 0,75 mm


50% < 00:09:46 24,41 80,35% > -35,06 -

Mantendo

Devido à variação de fz ser de 50%, os tempos de usinagem foram todos

reduzidos em 50% do maior em relação ao menor.

Com vc = 90 m/min e ap = 0,25 mm, a diferença entre os tempos de usinagem

com 0,1 e 0,2 mm/aresta é de 00:58:40 horas. Esta diferença de tempo de

fabricação foi relacionada ao custo da hora-máquina (R$ 150,00), resultado

equivalente a R$ 146,66. A mesma relação foi realizada para a diferença dos valores

de desgaste e ao custo de montagem de um par de insertos de corte (R$ 43,46).

Desta forma, torna-se possível comparar o ganho financeiro da produtividade

com o maior custo devido ao desgaste das ferramentas e avaliar se este saldo é

positivo ou negativo.

Nota-se que à medida que as variáveis de vc e ap aumentaram, o tempo

continua sendo 50% menor, porém tendo representatividade de custo inferior,

chegando a R$ 24,41, para com vc = 180 m/min e ap = 0,75 mm. Nesta situação

também apresentou maior relação de desgaste na face de flanco das ferramentas,

chegando a ser 80,35% maior com o fz = 0,2 mm/aresta, que em relação ao custo de

montagem dos insertos representa R$ 35,06. Desta maneira, sendo o custo com

ferramentas maior do que o tempo de usinagem economizado tem-se um saldo

negativo e esta combinação de parâmetros de corte torna-se financeiramente

inviável.

60

Para as demais combinações de parâmetros de corte o saldo foi positivo,

tornando a utilização com fz = 0,2 mm/aresta vantajosa. As combinações que

apresentam melhores resultados (menor tempo de fabricação e com saldo positivo)

são: vc = 180 m/min, ap = 0,75 mm e fz = 0,1 mm/aresta e vc = 90 m/min, ap = 0,75

mm e fz = 0,2 mm/aresta.

A Tabela 7 representa as relações entre tempo de fabricação, desgaste da

ferramenta e saldo final, para a usinagem para as diferentes combinações de fz e ap

do planejamento fatorial derivado, variando vc = 90 a 180 m/min.

Tabela 7 - Relação de custos alterando a “v c”

Variando TempoDiferença de tempos

(hh:min:seg)R$

Desgaste de Flanco (mm)

R$ Saldo

ap = 0,25 mm

fz = 0,1 mm/aresta

vc = 90 → 180 m/min

50% < 00:58:40 146,66 9,2% < 4 +

ap = 0,25 mm

fz = 0,2 mm/aresta

vc = 90 → 180 m/min

50% < 00:29:20 73,33 50,2% > -21,9 +

ap = 0,75 mm

fz = 0,1 mm/aresta

vc = 90 → 180 m/min

50% < 00:19:33 48,87 55,71% > -24,31 +

ap = 0,75 mm

fz = 0,2 mm/aresta

vc = 90 → 180 m/min

50% < 00:09:46 24,41 87,27% > -38,08 -

Mantendo

À medida que as variáveis de fz e ap aumentam, o tempo continua sendo 50%

menor porém tendo representatividade de custo inferior, chegando a R$ 24,41, para

com ap = 0,75 mm e fz = 0,2 mm/aresta. Nesta situação também apresentou maior

relação de desgaste na face de flanco das ferramentas, chegando a ser 87,27%

maior com a vc = 180 m/min, que em relação ao custo de montagem dos insertos

representa R$ 38,08. Desta maneira, sendo o custo com ferramentas maior do que o

tempo de usinagem economizado tem-se um saldo negativo e esta combinação de

parâmetros de corte torna-se inviável.

Para as demais combinações de parâmetros de corte o saldo foi positivo,

tornando a utilização com vc = 180 m/min financeiramente vantajosa. As

combinações que apresentam melhores resultados (menor tempo de fabricação e

61

com saldo positivo) são: vc = 90 m/min, ap = 0,75 mm e fz = 0,2 mm/aresta e vc = 180

m/min, ap = 0,75 mm e fz = 0,1 mm/aresta.

A Tabela 8 representa as relações entre tempo de fabricação, desgaste da

ferramenta e saldo final, para a usinagem para as diferentes combinações de fz e vc

do planejamento fatorial derivado, variando ap = 0,25 e 0,75 mm.

Tabela 8 - Relação de custos alterando a “a p”

Nota-se que à medida que as variáveis de vc e fz foram aumentando, o tempo

continua sendo 66,6% menor, porém tendo representatividade de custo inferior,

chegando a R$ 48,91, para com vc = 180 m/min e fz = 0,2 mm/aresta. Nesta situação

também apresentou maior relação de desgaste na face de flanco das ferramentas,

chegando a ser 595% maior com a ap = 0,75 mm, que em relação ao custo de

montagem dos insertos representa R$ 259,65. Assim sendo, o ganho com redução

de tempo de usinagem é menor do que o acréscimo de custo por desgaste da

ferramenta e torna a combinação de parâmetros de corte desvantajosa.

Para as demais combinações de parâmetros de corte, os saldos foram

positivos, tornando a utilização com ap = 0,75 mm financeiramente vantajosa.

De forma geral, nota-se que a representatividade dos parâmetros de corte é

maior que a relação de desgaste dos insertos, devido principalmente ao menor custo

dos insertos de corte do que o preço de hora-máquina de um centro de usinagem.

Nota-se que as combinações com elevados valores dos parâmetros de corte

apresentam melhores resultados, porém há certos limites a serem respeitados e

62

analisados com cautela. Observa-se que nas analises das combinações de

parâmetros de corte mais severos houve casos onde o saldo final foi negativo,

porém a grande margem de variação dos valores justifica este resultado, nas quais

vc e fz foram duplicadas e ap foi triplicada.

Estes resultados seguem a teoria apresenta por Kalss et al. (2006), onde

relacionam-se os parâmetros de corte com a vida útil das ferramentas. Os autores

concluem que aumentando 20% dos parâmetros de corte pode representar um

ganho de 15% dos custos totais de manufatura de um molde.

63

5 CONCLUSÃO E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Neste capítulo são mencionadas as conclusões obtidas neste trabalho, que

teve como objetivo avaliar a usinabilidade de aço inoxidável AISI 420 empregado no

segmento de moldes e matrizes. São elas:

� A forma de desgaste predominante nas ferramentas de corte foi o desgaste

de flanco. Nota-se que no início da usinagem não há variação de influências dos

parâmetros de corte sobre o desgaste de flanco. Nos demais volumes usinados, a

variável vc foi a mais influente, seguida das variáveis ap e fz. Este resultado

contradiz a literatura Diniz, Marcondes e Coppini (2006), onde é citado que a

variável fz teria de apresentar maior influência do que a variável ap. Sugere-se que

este fato ocorreu devido ao formato circular do inserto de corte, assim elevando a

variável ap, conseqüentemente eleva o valor de ae e também por se tratar de

usinagem de uma liga de aço endurecida, que apresenta comportamento diferente

em relação a usinagem de aços com menores valores de dureza do material.

Ainda, nota-se a possibilidade de utilizar elevados valores de fz, aumentando a

produtividade sem comprometer a ferramenta de corte e o que vai de encontro com

a literatura König e Klocke (1997) no que concerne a recomendação de elevadas

taxas de avanço na usinabilidade de aços inoxidáveis resistentes ao calor.

� No fresamento em condições mais severas ocorreram lascamento e

delaminação no final da vida útil dos insertos de corte, fato relacionado com

maiores esforços para o corte e temperaturas envolvidas no processo. Mesmo se

tratando de usinagem de aço inoxidável, não se notou a presença de fenômenos

como a aresta postiça e adesão sobre as ferramentas de corte.

� Nota-se que a forma do cavaco (contínuo ou cisalhado) pode ser utilizada

para identificar o nível de desgaste da ferramenta com parâmetros de corte mais

amenos, uma vez que cavacos contínuos foram gerados com parâmetros de corte

mais amenos e no início do corte. Com o aumento do volume usinado e/ou dos

valores dos parâmetros de corte há tendências de formação de cavacos lamelares

e cisalhados, resultados que vão de encontro às literaturas de referência.

� Para as combinações de parâmetros de corte mais brandas, a coloração dos

cavacos foi amarelada. Com o aumento dos parâmetros de corte, tornando-os mais

severos, há uma tendência de gerar cavacos de coloração roxo-claro e em casos

64

mais extremos, cavacos azulados, fatores que indicam maior temperatura

envolvida no processo de corte.

� A utilização dos parâmetros de corte mais elevados torna a usinagem mais

econômica, em função da significativa redução do tempo necessário para

usinagem, porém há limites nesta economia, como nos casos onde ocorreram

saldos negativos. Dentre as combinações de parâmetros de corte analisadas,

recomenda-se a utilização de duas, que apresentam menores tempos de usinagem

e saldos positivos. São elas: vc = 180 m/min; ap = 0,75 mm; fz = 0,1 mm/aresta e vc

= 90 m/min; ap = 0,75 mm; fz = 0,2 mm/aresta.

SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Apresentam-se como sugestões para trabalhos futuros:

� Avaliar o comportamento de outras formas de desgaste geradas nas

ferramentas de corte e outros critérios de fim de vida dos insertos.

� Estudar a qualidade superficial do corpo-de-prova com a variação dos

parâmetros de corte, além de analisar as propriedades do material pós-usinagem

nas camadas abaixo da superfície usinada;

� Relacionar a usinabilidade e custos de fabricação do aço inoxidável AISI 420

com outros materiais normalmente utilizados na indústria de moldes e matrizes;

� Relacionar a influência das variáveis de corte em outro processo de usinagem

com a mesma liga e dureza de material;

� Ampliar análise das ferramentas de corte com microscópio eletrônico de

varredura, a fim de identificar os mecanismos de desgaste e para quais

combinações de parâmetros de corte a ferramenta possui ou não a camada de

revestimento no final de 47,25 cm³ de material removidos;

� Empregar valores intermediários dos níveis das variáveis do experimento e

correlacioná-los com os custos de fabricação.

65

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71

ANEXO I

� Parâmetros de corte indicados pelo fabricante das ferramentas:

72

APÊNDICE A

� Tratamento térmico empregado nos corpos-de-prova, realizado no

setor de tratamento térmico da Sociesc:

73

APÊNDICE B

� Composição química (% peso) dos corpos-de-prova:

Método: Fe-30-F

Comentário: Aço Inox – 420

Média (n=2)

C (%) Si (%) Mn (%) P (%) S (%) Cr (%) Ni (%) Mo (%) Fe (%)

0,373 0,51 0,348 0,025 0,016 12,28 0,252 0,100 85,9

74

APÊNDICE C

� Desgaste de flanco máximo e o desvio-padrão por volume usinado.

-

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

90

0,2

5 0

,1

13

5 0

,25

0,1

18

0 0

,25

0,1

90

0,2

5 0

,15

13

5 0

,25

0,1

5

18

0 0

,25

0,1

5

90

0,2

5 0

,2

13

5 0

,25

0,2

18

0 0

,25

0,2

90

0,5

0,1

13

5 0

,5 0

,1

18

0 0

,5 0

,1

90

0,5

0,1

5

13

5 0

,5 0

,15

18

0 0

,5 0

,15

90

0,5

0,2

13

5 0

,5 0

,2

18

0 0

,5 0

,2

90

0,7

5 0

,1

13

5 0

,75

0,1

18

0 0

,75

0,1

90

0,7

5 0

,15

13

5 0

,75

0,1

5

18

0 0

,75

0,1

5

90

0,7

5 0

,2

13

5 0

,75

0,2

18

0 0

,75

0,2D

esg

ast

e d

e f

lan

co m

áx

imo

(m

m)

Parâmetros de corte [vc (m/min), ap (mm), fz (mm/aresta)]

Desgaste de flanco máximo para 9,45 cm³v

c a

p f

z

-

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

90

0,2

5 0

,1

13

5 0

,25

0,1

18

0 0

,25

0,1

90

0,2

5 0

,15

13

5 0

,25

0,1

5

18

0 0

,25

0,1

5

90

0,2

5 0

,2

13

5 0

,25

0,2

18

0 0

,25

0,2

90

0,5

0,1

13

5 0

,5 0

,1

18

0 0

,5 0

,1

90

0,5

0,1

5

13

5 0

,5 0

,15

18

0 0

,5 0

,15

90

0,5

0,2

13

5 0

,5 0

,2

18

0 0

,5 0

,2

90

0,7

5 0

,1

13

5 0

,75

0,1

18

0 0

,75

0,1

90

0,7

5 0

,15

13

5 0

,75

0,1

5

18

0 0

,75

0,1

5

90

0,7

5 0

,2

13

5 0

,75

0,2

18

0 0

,75

0,2D

esg

ast

e d

e f

lan

co m

áx

imo

(m

m)


Desgaste de flanco máximo para 18,9 cm³

vc

ap

fz

75

-

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

90

0,2

5 0

,1

13

5 0

,25

0,1

18

0 0

,25

0,1

90

0,2

5 0

,15

13

5 0

,25

0,1

5

18

0 0

,25

0,1

5

90

0,2

5 0

,2

13

5 0

,25

0,2

18

0 0

,25

0,2

90

0,5

0,1

13

5 0

,5 0

,1

18

0 0

,5 0

,1

90

0,5

0,1

5

13

5 0

,5 0

,15

18

0 0

,5 0

,15

90

0,5

0,2

13

5 0

,5 0

,2

18

0 0

,5 0

,2

90

0,7

5 0

,1

13

5 0

,75

0,1

18

0 0

,75

0,1

90

0,7

5 0

,15

13

5 0

,75

0,1

5

18

0 0

,75

0,1

5

90

0,7

5 0

,2

13

5 0

,75

0,2

18

0 0

,75

0,2

De

sga

ste

de

fla

nco

má

xim

o (

mm

)



vc

ap

fz

-

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

90

0,2

5 0

,1

13

5 0

,25

0,1

18

0 0

,25

0,1

90

0,2

5 0

,15

13

5 0

,25

0,1

5

18

0 0

,25

0,1

5

90

0,2

5 0

,2

13

5 0

,25

0,2

18

0 0

,25

0,2

90

0,5

0,1

13

5 0

,5 0

,1

18

0 0

,5 0

,1

90

0,5

0,1

5

13

5 0

,5 0

,15

18

0 0

,5 0

,15

90

0,5

0,2

13

5 0

,5 0

,2

18

0 0

,5 0

,2

90

0,7

5 0

,1

13

5 0

,75

0,1

18

0 0

,75

0,1

90

0,7

5 0

,15

13

5 0

,75

0,1

5

18

0 0

,75

0,1

5

90

0,7

5 0

,2

13

5 0

,75

0,2

18

0 0

,75

0,2

De

sga

ste

de

fla

nco

má

xim

o (

mm

)



vc

ap

fz

vc

ap

fz

vc

ap

fz

vc

ap

fz

76

-

0,200

0,400

0,600

0,800

1,000

90

0,2

5 0

,1

13

5 0

,25

0,1

18

0 0

,25

0,1

90

0,2

5 0

,15

13

5 0

,25

0,1

5

18

0 0

,25

0,1

5

90

0,2

5 0

,2

13

5 0

,25

0,2

18

0 0

,25

0,2

90

0,5

0,1

13

5 0

,5 0

,1

18

0 0

,5 0

,1

90

0,5

0,1

5

13

5 0

,5 0

,15

18

0 0

,5 0

,15

90

0,5

0,2

13

5 0

,5 0

,2

18

0 0

,5 0

,2

90

0,7

5 0

,1

13

5 0

,75

0,1

18

0 0

,75

0,1

90

0,7

5 0

,15

13

5 0

,75

0,1

5

18

0 0

,75

0,1

5

90

0,7

5 0

,2

13

5 0

,75

0,2

18

0 0

,75

0,2

De

sga

ste

de

fla

nco

má

xim

o (

mm

)



vc

ap

fz

vc

ap

fz

77

APÊNDICE D

� Gráficos dos efeitos principais por volume usinado.

18013590

0,16

0,14

0,12

0,10

0,08

0,200,150,10

0,750,500,25

0,16

0,14

0,12

0,10

0,08

Vc

Mé

dia

Fz

Ap

Gráficos dos efeitos principais para 18,9 cm³Dados médios

18013590

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

0,200,150,10

0,750,500,25

0,30

0,25

0,20

0,15

0,10

Vc

Mé

dia

Fz

Ap

Gráficos dos efeitos principais para 28,35cm³Dados médios

78

18013590

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

0,200,150,10

0,750,500,25

0,5

0,4

0,3

0,2

0,1

Vc

Mé

dia

Fz

Ap

Gráficos dos efeitos principais para 37,8 cm³Dados médios

18013590

0,8

0,6

0,4

0,2

0,200,150,10

0,750,500,25

0,8

0,6

0,4

0,2

Vc

Mé

dia

Fz

Ap

Gráficos dos efeitos principais para 47,25cm³Dados médios

79

APÊNDICE E

� Tipos dos cavacos resultantes do experimento: - vc (m/min)

- ap (mm)

- fz (mm/

aresta)

9,45 cm³ 37,8 cm³

vc = 90 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

vc = 180

m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

vc = 90 m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

vc = 180

m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

80

vc = 90 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

vc = 180

m/min; fz

= 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

vc = 90 m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

vc = 180

m/min; fz

= 0,2

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

81

APÊNDICE F

� Coloração dos cavacos resultantes do experimento:

9,45 cm³ 37,8 cm³

vc = 90 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

vc = 180 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

vc = 90 m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

vc = 180 m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,25 mm.

82

vc = 90 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

vc = 180 m/min;

fz = 0,1

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

vc = 90 m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

vc = 180 m/min;

fz = 0,2

mm/aresta;

ap = 0,75 mm.

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