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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Fábio Assunção Rosa
COMPARAÇÃO DO DESEMPENHO DE FERRAMENTAS DE
Si3N4 E Al2O3 NO TORNEAMENTO DO FERRO FUNDIDO
NODULAR AUSTEMPERADO
São João Del Rei, 2016
Fábio Assunção Rosa
COMPARAÇÃO DO DESEMPENHO DE FERRAMENTAS DE
Si3N4 E Al2O3 NO TORNEAMENTO DO FERRO FUNDIDO
NODULAR AUSTEMPERADO
São João Del Rei,
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Mecânica da Universidade
Federal de São João del-Rei, como requisito para a
obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica
Área de Concentração: Materiais e Processos de
Fabricação
Orientador: Prof. Dr. Kurt Strecker
Co-Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga
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Dedico este a trabalho aos meus pais, José Lazaro e Isilene Rosa, e a minha noiva,
Michelle Andrade, pelo apoio e incentivo durante esta caminhada.
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Agradecimentos
Agradeço primeiramente a Deus que concedeu saúde e força para prosseguir
nesta longa caminhada superando todas as dificuldades.
Aos meus pais, José Lazaro e Isilene Rosa, meus irmãos, Bruno Rosa e Lucas
Rosa, que sempre me apoiaram durante o desenvolvimento deste trabalho.
Agradeço também a minha noiva, Michelle Andrade, pelo amor incondicional,
pela compreensão nos momentos de ausência e por compartilhar os momentos de
alegria e frustração durante o mestrado.
Ao professor Dr. Kurt Strecker, orientador desta pesquisa, por acreditar no meu
trabalho, pelo conhecimento compartilhado e pelo comprometimento com este
trabalho.
Em especial, ao professor e amigo Dr. Durval Uchôas, co-orientador desta
pesquisa, pelos ensinamentos, paciência e disponibilidade em ajudar durante todo
mestrado.
Aos professores do PPMEC, Frederico Ozanan Neves, Lincoln Cardoso
Brandão, Roseli Marins Balestra e Artur Mariano de Sousa Malafaia pelo
conhecimento transmitido e orientações ao longo do mestrado.
Aos companheiros de mestrado Carlos Augusto, Guilherme Germano, Emilio
Dias, Carlos Carvalho, Juliano Oliveira e Philipe Pacheco pela amizade e
contribuições para realização deste trabalho.
Ao técnico Camilo Lelis pelo auxílio na condução dos experimentos de
torneamento e pelas dicas e sugestões, que muito agregaram nessa pesquisa.
Ao técnico Emilio Dias pela colaboração nos ensaios de caracterização do
material.
A Sandvik, na pessoa de Aldeci Santos, pela doação das ferramentas de
usinagem utilizadas neste trabalho.
Ao amigo Elifas Silva pela doação dos corpos de prova e auxílio na
caracterização dos mesmos.
Enfim, agradeço a todos que contribuíram direta ou indiretamente para
realização deste trabalho.
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Resumo
“É muito melhor lançar-se em busca de
conquistas grandiosas, mesmo expondo-se ao
fracasso, do que alinhar-se com os pobres de
espírito, que nem gozam muito nem sofrem
muito, porque vivem numa penumbra cinzenta,
onde não conhecem nem vitória, nem derrota.”
(Theodore Roosevelt).”
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Resumo
A especificação de ferramentas de usinagem, além de associar aspectos
relacionados com a evolução tecnológica quanto aos seus materiais, projetos,
texturas, também está relacionada à produtividade, redução de custos e com a
qualidade dos produtos fabricados. Esta pesquisa teve por objetivo avaliar o
desempenho de duas ferramentas cerâmicas, sendo uma a base de alumina e a
outra de nitreto de silício puro, no torneamento longitudinal do ferro fundido nodular
austemperado. Para os experimentos, utilizou-se um planejamento aleatorizado por
níveis, modelo de efeito fixo, para dois níveis das variáveis de influência do
processo, como o avanço da ferramenta (f) e a velocidade de corte (Vc). Na primeira
fase, as variáveis de respostas foram os esforços de usinagem, representados pela
força de corte (Fc), força de avanço (Ff) e força passiva (Fp), e também, a
rugosidade média (Ra) e a rugosidade máxima (Rz), avaliados na condição da
ferramenta nova. Como principal resultado desta fase, destaca-se que a ferramenta
a base de alumina apresentou menores esforços de usinagem, independente da
condição de corte, enquanto que a ferramenta de nitreto de silício puro apresentou
as menores rugosidades. Dando continuidade aos experimentos, optou-se por
avaliar a integridade das superfícies das ferramentas nos níveis máximos de avanço
da ferramenta e velocidade de corte, avaliando a rugosidade da peça usinada e o
desgaste e/ ou avaria da ferramenta para um comprimento de corte total de 256
metros. A ferramenta a base de alumina apresentou maior resistência ao desgaste,
no entanto, em alguns ensaios, a mesma apresentou lascamento e quebra da aresta
de corte no comprimento de corte de 34 metros. Como a ferramenta a base de
alumina apresentou maior resistência ao desgaste, os valores de rugosidades não
sofreram grandes alterações em função do mesmo. No entanto, os valores de
rugosidade, utilizando-se ferramenta de nitreto de silício puro, sofreram forte
influência do desgaste da ferramenta, alterando seus valores ao longo do processo.
Palavras-chaves: ferramentas cerâmicas, esforços de usinagem, rugosidade,
desgastes de ferramentas.
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Abstract
The machining tools specification, in addition to associate aspects of technological
evolution as its materials, designs and textures, is also related to productivity, cost
reduction and the quality of manufactured products. This research aimed to evaluate
the performance of two ceramic tools, alumina- and pure silicon nitride-based, in
longitudinal turning of austempering nodular cast iron. In the experiments, we used a
randomized planning per levels, fixed effect model, for two levels of the influence
variables of the process such as the tool feeding (f) and the cutting speed (Vc). At
this phase, the response variables were the machining efforts, represented by the
cutting force (Fc), feed force (Ff) and passive force (Fp), and also, the average
roughness (Ra) and the maximum roughness (Rz) assessed in the condition of the
new tool. The main result of this first phase, it is emphasized that the alumina-based
tool presented less machining effort, regardless of cutting condition, while pure
silicon nitride tool had the lowest roughness. Continuing the experiments, we chose
to evaluate the integrity of the surfaces of the tools at optimum levels of tool feed and
cutting speed by evaluating the roughness of the machined part and the wear and
tear and/or damage of the tool for a total cutting length of 256 meters. The alumina-
based tool showed higher wear and tear resistance, however, in some tests, it
showed chipping and breakage of the cutting edge on the cutting length of 34 meters.
Since the alumina-based tool showed higher wear and tear resistance, the
roughness values did not suffer considerable changes as a result of it. However, the
roughness values when used the pure silicon nitride tool have been strongly
influenced due to wear and tear of the tool, changing their values throughout the
process.
Keywords: ceramic tools, machining efforts, roughness, wear and tear of the tools.
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Lista de Figuras
Figura 2.1. Morfologia da grafita do ferro fundido nodular (Fonte: GUESSER, 2002).
.................................................................................................................................. 23
Figura 2.2. Ciclo térmico esquemático do processo de austêmpera de ferro fundido
nodular (Fonte HAYRYNEN, 2002). .......................................................................... 24
Figura 2.3. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado, com ataque de nital
5%, conforme a norma ASTM-897 (Fonte: HAYRYNEN, 2002). ............................... 25
Figura 2.4. o braço de suspensão de um trator hidráulico fabricada em ADI (Fonte:
NICOL, 2008). ........................................................................................................... 27
Figura 2.5. Operação de torneamento. ..................................................................... 29
Figura 2.6. Grandezas do processo de usinagem por torneamento (Fonte: PEREIRA
2010). ........................................................................................................................ 29
Figura 2.7. Parâmetros de corte e superfícies em torneamento cilíndrico externo
(Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970). ................................................................ 30
Figura 2.8. Força de usinagem e suas diversas componentes na operação de
torneamento (Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970). ........................................... 32
Figura 2.9. Seção de corte no processo de torneamento (Fonte: FERRARESI, 1970).
.................................................................................................................................. 33
Figura 2.10. Influência da velocidade corte nas forças de avanço e de profundidade
(Fonte: DINIZ, MARCONDEZ e COPPINI, 2013). ..................................................... 37
Figura 2.11. Classificação da integridade superficial (adaptado de MACHADO et al.,
2015). ........................................................................................................................ 38
Figura 2.12. Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada (DINIZ,
MARCONDES e COPPINI, 2013). ............................................................................ 39
Figura 2.13. Prfil da Rugosidade média (Ra) (Fonte: AGOSTINHO, RODRIGUES e
LIRANI, 2004). ........................................................................................................... 40
Figura 2.14. Divisão de materiais cerâmicos para ferramentas de corte (Fonte:
adaptado de MUNDO DA USINAGEM SANDVIK, 2002). ......................................... 43
Figura 2.15. Desgaste de flanco (Fonte: SANDVIK, 2012). ...................................... 46
Figura 2.16. Desgaste de entalhe (Fonte: SANDVIK, 2012). .................................... 46
Figura 2.17. Desgaste de cratera (Fonte: SANDVIK, 2012). ..................................... 47
Figura 2.18. Lascamento (Fonte: SANDVIK, 2012). .................................................. 47
11
Figura 2.19. Ferramenta de corte quebrada. (Fonte: SANDVIK, 2012). .................... 48
Figura 2.20. Principais fatores causadores de desgastes em ferramentas de corte
(Fonte: MACHADO e DA SILVA, 2004). ................................................................... 49
Figura 2.21. Regiões onde são medidos os desgastes em ferramentas de usinagem.
(Fonte: adaptado de ISO 3685, 1993). ...................................................................... 51
Figura 2.22. Figura 2.12 - Formas de cavaco produzidos na usinagem dos metais
(ISO, 1993 apud MACHADO et al,. 2013). ................................................................ 52
Figura 2.23. Efeito do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos
(SMITH, 1989, apud MACHADO e DA SILVA, 2004). ............................................... 53
Figura 3.1. Representação dos corpos de prova. ...................................................... 55
Figura 3.2. (a) Máquina EMIC, Modelo DL10000; (b) Microscópio Olympus BX51 ... 56
Figura 3.3. (a) Equipamento para ensaio de dureza da marca Wolpert; (b) Corpo de
prova ensaio de dureza. ............................................................................................ 57
Figura 3.4. Centro de torneamento Romi GL 240M. ................................................. 57
Figura 3.5. (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A e
(c) Software kistler DynoWare. .................................................................................. 58
Figura 3.6. (a) Rugosímetro surftest SJ-400 Mitutoyo; (b) Microscópio Mitutoyo TM-
500 com câmera Moticam 2300. ............................................................................... 59
Figura 3.7. Microscópio eletrônico de varreduraTM 3000 Hitachi. ............................ 59
Figura 3.8. (a) Ferramentas de usinagem; (b) Porta ferramentas. ............................ 60
Figura 3.9. Porta-ferramentas e dinamômetro montados na torre do centro de
torneamento. ............................................................................................................. 61
Figura 3.10. (a) corpo de prova utilizado nos ensaios para avaliação dos desgastes;
(b) Rugosímetro montado na torre do centro de torneamento. ................................. 64
Figura 4.1. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado com ataque de Nital a
2%. ............................................................................................................................ 65
Figura 4.2. Corpos de prova de ferro fundido nodular austemperado após ensaio de
tração. ....................................................................................................................... 66
Figura 4.3. Força de corte média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ................ 69
Figura 4.4. Força de corte média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ................ 69
Figura 4.5. Força de avanço média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ............ 71
Figura 4.6. Força de avanço média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ............ 71
12
Figura 4.7. Força passiva média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ................ 73
Figura 4.8. Força passiva média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ................ 73
Figura 4.9. Rugosidade média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. .................... 75
Figura 4.10. Rugosidade média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. .................. 76
Figura 4.11. Rugosidade máxima obtida com avanço de 0,1 mm/rotação. ............... 78
Figura 4.12. Rugosidade máxima obtida com avanço de 0,2 mm/rotação. ............... 78
Figura 4.13. Morfologia dos cavacos obtidos nos ensaios de torneamento com a
ferramenta de corte 1 (nitreto de silício). ................................................................... 80
Figura 4.14. Morfologia dos cavacos obtidos nos ensaios de torneamento com a
ferramenta de corte 2 (Alumina). ............................................................................... 81
Figura 4.15. Desgastes de flanco e de entalhe na superfície de folga da ferramenta
F1 (nitreto de silício). ................................................................................................. 82
Figura 4.16. Desgastes de flanco e de entalhe na superfície de folga da ferramenta
F2 (alumina). ............................................................................................................. 83
Figura 4.17. Superfície de saída ferramenta F1 (nitreto de silício). ........................... 84
Figura 4.18. Superfície de saída ferramenta F2 (alumina). ....................................... 84
Figura 4.19. Evolução do desgaste de flanco............................................................ 85
Figura 4.20. Evolução do desgaste de entalhe. ........................................................ 86
Figura 4.21. Rugosidade média em função do comprimento de corte. ..................... 86
Figura 4.22. Rugosidade máxima em função do comprimento de corte. .................. 87
Figura 4.23. Desgaste da aresta corte da ferramenta F1. ......................................... 89
Figura 4.24. Desgaste da aresta corte da ferramenta F2. ......................................... 90
Figura 4.25. Avarias ocorridas na aresta de corte das ferramentas de corte a base de
alumina. ..................................................................................................................... 91
13
Lista de Tabelas
Tabela 2. 1. Propriedades de diferentes classes do ferro fundido nodular
austemperado segundo a Norma ASTM (Fonte: HAYRYNEN, 2002). ...................... 26
Tabela 3.1. Composição química (% em massa), fornecida pela Metalúrgica Soares,
do ferro fundido nodular austemperado utilizado nos ensaios. ................................. 54
Tabela 3.2. Fatores de controle e níveis adotados. ................................................... 61
Tabela 3.3. Variáveis de resposta estudadas no experimento de torneamento. ....... 62
Tabela 4.1. . Análise de variância para avaliação da homogeneidade da dureza dos
corpos de prova. ........................................................................................................ 66
Tabela 4.2. Analise de variância para a Força de corte (Fc). .................................... 67
Tabela 4.3. Analise de variância para a Força de avanço (Ff). ................................. 70
Tabela 4.4. Analise de variância para a Força passiva (Fp). .................................... 72
Tabela 4.5. Analise de variância para Rugosidade média (Ra)................................. 74
Tabela 4.6. Analise de variância para Rugosidade máxima (Rz). ............................. 76
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Listas de Abreviaturas e símbolos
Mg – Magnésio
Ce – Cério
Cu – Cobre
Ni – Níquel
Mo – Molibidênio
χr – Ângulo de posição da aresta principal de corte [°]
ap – Profundidade de corte [mm]
f – Avanço [mm/rot]
b – Largura de usinagem [mm]
h – Espessura de corte [mm]
Vc – Velocidade de corte [m/min]
Vf – Velocidade de avanço [mm/min]
Fu – Força de usinagem [N]
Fa – Força ativa [N]
Fp – Força passiva [N]
Fc – Força de corte [N]
Ff – Força de avanço [N]
Ks – Pressão específica de corte [N/mm2]
A – Área da seção transversal de corte [mm2]
Ks1 – Constante de cada material
Z – Constante de cada material
τr - Tensão de ruptura
λs – Ângulo de inclinação da aresta de corte [°]
Ra – Rugosidade média [µm]
Rz – Rugosidade máxima [µm]
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rε – Raio de ponta da ferramenta de corte [mm]
RtT – Rugosidade teórica total [mm]
Al2O3 – Óxido de alumínio ou alumina
Si3N4 – Nitreto de silício
Y2O3 – Óxido de ítrio
MgO – Óxido de Magnésio
TiN – Nitreto de titânio
TiC – Carboneto de titânio
ADI - Austempered Ductile Iron
ISO - International Organization for Standardization
KT – Profundidade de cratera [µm]
KB – Largura de cratera [µm]
KM - Distância do centro da cratera a aresta de corte [µm]
VB – Desgaste de flanco [µm]
VBN e VBC – Desgastes de entalhe [µm]
ASTM – American Society for Testing and Materials
HRC – Hardness Rockwell C
MEV – Microscópio Eletrônico de Varredura
ANOVA – Analysis of Variance (Análise de Variância)
MPa – MegaPascal
Fcalc – Valor calculado para distribuição de Fisher
Ftab – Valor tabelado para distribuição de Fisher
GL – Grau de liberdade
F1 – Ferramenta de corte 1
F2 – Ferramenta de corte 2
Lc – Comprimento de corte [m]
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ASTM - American Society for Testing and Materials (Sociedade Americana para
Testes e Materiais)
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Sumário
CAPÍTULO 1 ............................................................................................................. 19
INTRODUÇÃO .......................................................................................................... 19
CAPÍTULO 2 ............................................................................................................. 22
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...................................................................................... 22
2.1 Ferro Fundido ...................................................................................................... 22
2.1.1 Ferro Fundido Nodular Austemperado ............................................................. 23
2.2 Processo de Usinagem por Torneamento ........................................................... 28
2.3 Esforços de Usinagem ........................................................................................ 30
2.3.1 Força de corte .................................................................................................. 32
2.3.2 Força de avanço e Força Passiva .................................................................... 36
2.4 Integridade Superficial ......................................................................................... 37
2.4.1 Rugosidade ...................................................................................................... 38
2.5 Ferramentas de Usinagem .................................................................................. 41
2.5.1 Ferramentas Cerâmicas ................................................................................... 42
2.6 Desgastes e Avarias em Ferramentas de Usinagem .......................................... 44
2.6.1 Tipos de Desgastes e Avarias .......................................................................... 45
2.6.2 Mecanismos Causadores de Desgaste em Ferramentas de Corte .................. 48
2.6.3 Medição dos Desgastes de Ferramentas ......................................................... 50
2.7 Mecanismos de Formação de Cavaco ................................................................ 51
CAPÍTULO 3 ............................................................................................................. 54
MATERIAIS E MÉTODOS ......................................................................................... 54
3.1 Material................................................................................................................ 54
3.2 Caracterização dos Corpos de Prova .................................................................. 55
3.3 Equipamentos Utilizados nos Experimentos de Torneamento ............................ 57
3.4 Ferramentas de Usinagem .................................................................................. 60
18
3.5 Metodologia ......................................................................................................... 60
CAPÍTULO 4 ............................................................................................................. 65
RESULTADOS E DISCUSSÕES .............................................................................. 65
4.1 Caracterização do Material .................................................................................. 65
3.1.1 Análise Metalográfica ....................................................................................... 65
4.1.2 Ensaio de Tração ............................................................................................. 65
4.1.3 Ensaios de Dureza ........................................................................................... 66
4.2 Esforços de Usinagem ........................................................................................ 67
4.2.1 Força de Corte ................................................................................................. 67
4.2.2 Força de Avanço .............................................................................................. 69
4.2.3 Força Passiva ................................................................................................... 71
4.3 Rugosidade ......................................................................................................... 73
4.3.1 Rugosidade Média (Ra) .................................................................................... 73
4.3.2 Rugosidade Máxima (Rz) ................................................................................. 76
4.4 Análise dos Cavacos ........................................................................................... 78
4.5 Avaliação dos desgastes/avarias ........................................................................ 81
CAPÍTULO 5 ............................................................................................................. 92
CONCLUSÕES ......................................................................................................... 92
Referências ............................................................................................................... 94
19
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
O ferro fundido nodular austemperado é uma classe de ferro fundido que vem
ganhando espaço no setor industrial devido as suas propriedades mecânicas. Os
primeiros experimentos realizados com ferro fundido nodular austemperado, mas
conhecido como ADI, da sigla em inglês (Austempered Ductile Iron), foram
publicados nos anos 60 pela International Harvester (produtores de máquinas
agrícolas e veículos).
Segundo Franco (2010), o ADI apresenta elevada resistência mecânica,
superior a dos aços carbonos e forjados, ductilidade inferior a dos aços, mas muito
superior às demais classe de ferros fundidos. Para Meena e Mansori (2011) estas
propriedades conferidas ao ferro fundido nodular após austêmpera estão fazendo
com que diversas peças produzidas anteriormente por aços forjados e outras
classes de ferro fundido sejam produzidos em ADI.
A principal limitação técnica do ferro fundido nodular austemperado é atribuída
a sua usinabilidade relativamente baixa. De acordo com Katuku et al., (2010), os
componentes e peças fabricados de ADI são geralmente pré-usinados antes do
tratamento térmico de austêmpera e somente após tratamento térmico é realizado o
acabamento. A usinagem do ADI após o tratamento de austêmpera é altamente
desejável, porque pode economizar tempo e reduzir os custos de usinagem.
A principal dificuldade da usinagem do ferro fundido nodular austemperado
está na sua elevada dureza e na sua microestrutura, pois, devido à presença de
austenita com alto teor de carbono, ao sofrer deformação durante a usinagem a
mesma se transforma em martensita (MEENA e MANSORI, 2011). No entanto,
atualmente o desenvolvimento de ferramentas com elevadas resistências permite a
usinagem de materiais com elevadas durezas. Materiais cerâmicos e o nitreto cúbico
de boro (CBN) estão sendo empregados na indústria em usinagem de materiais
endurecidos como o ADI devido suas propriedades, como elevada dureza à quente
e resistência ao desgaste.
Ferramentas de usinagem fabricadas de metal duro, cerâmica e CBN são
largamente utilizadas na usinagem do ferro fundido. Quando comparados com
outros tipos de materiais para ferramentas, todos apresentam bons tempos de vida,
20
mesmo utilizando maiores velocidades, avanços e profundidade de corte (XAVIER,
2003).
O material cerâmico é considerado ferramenta de usinagem desde a década de
1950, quando as primeiras ferramentas foram utilizadas, mas só passou a ser um
material com uma porcentagem não desprezível do mercado de ferramentas de
usinagem na década de 80, depois dos desenvolvimentos conseguidos no campo
das propriedades de cerâmica (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
A baixa tenacidade, propriedade inerente aos insertos cerâmicos, é o motivo
pelo qual as ferramentas cerâmicas não fazem parte do mercado há mais tempo. No
entanto, nos últimos anos, grandes esforços, em se tratando de pesquisas, têm sido
feitos com o objetivo de aumentar a tenacidade de insertos cerâmicos e bons
resultados tem sido obtidos.
A classe de ferramentas de usinagem confeccionadas a base de materiais
cerâmicos é formada por várias classes de pastilhas, as quais estão divididas em
dois grandes grupos em função do material empregado como matriz, que são o
óxido de alumínio ou alumina (Al2O3) e o nitreto de silício (Si3N4) que diferem entre si
de acordo com suas características e propriedades.
Dentro deste contexto, o objetivo geral desta pesquisa é comparar o
desempenho de ferramentas cerâmicas, sendo uma de nitreto de silício (Si3N4) puro
e a outra com matriz e a base de alumina (Al2O3), no torneamento do ferro fundido
nodular austemperado. Para efeito de comparação, serão estudadas as influências
de parâmetros de corte como, velocidade de corte, em dois níveis, e avanço,
também em dois níveis, nos esforços de usinagem e rugosidade superficial da peça
usinada. Também serão estudados, para condições de corte fixas, os
desgastes/avarias das ferramentas de corte em função do comprimento de corte.
O trabalho está dividido da seguinte forma:
Capítulo 1: Introdução.
Capítulo 2: Revisão Bibliográfica contendo tópicos essenciais à compreensão
do assunto, entre os quais: ferro fundido nodular austemperado, processo de
usinagem por torneamento, esforços de usinagem, força de corte, força de avanço e
força passiva, integridade superficial, rugosidade, ferramentas de usinagem,
ferramentas cerâmicas, desgastes e avarias em ferramentas de usinagem,
mecanismos causadores de desgastes em ferramentas de usinagem e mecanismos
de formação de cavaco..
21
Capítulo 3: Materiais e métodos. São descritos, materiais, ferramentas e
máquinas utilizadas; técnicas estatísticas adotadas, variáveis de controle e de
resposta e métodos de medição e controle de tais variáveis;
Capítulo 4: Resultados e discussões. São apresentados os resultados obtidos
através de ANOVAs e gráficos, bem como discussões descritivas baseadas na
revisão bibliográfica.
Capítulo 5: Conclusões.
22
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Ferro Fundido
Considera-se ferro fundido a liga ferrosa ternária composta, principalmente, por
ferro, carbono e silício, sendo que, o teor de carbono presente nesta liga está acima
de, aproximadamente, 2% e a quantidade de silício pode variar de 1 a 3%
(GUESSER, 2009). Os diversos elementos de liga constituintes dos ferros fundidos
podem proporcionar ao mesmo, diversas propriedades mecânicas e, devido a tal
fato, juntamente com os aços, os ferros fundidos são os materiais mais utilizados na
indústria metal-mecânica.
As distribuições dos constituintes microestruturais dos ferros fundidos estão
diretamente relacionadas com suas propriedades mecânicas, tais como resistência,
ductilidade e módulo de elasticidade. Constituintes microestruturais também
exercem influência em propriedades físicas como condutividade térmica e
capacidade de amortecimento, sendo a presença de grafita pura a característica
microestrutural de efeito mais significante em tais propriedades.
Comparado com os aços, os ferros fundidos apresentam como principal
vantagem às baixas temperaturas de fusão, necessitando assim de um menor
consumo de energia no processo de fundição, além de apresentarem boa
usinabilidade e propriedades mecânicas bem definidas.
Segundo Guesser (2009), os ferros fundidos são classificados como: cinzento,
nodular, maleável, vermicular e branco. Tal classificação é feita de acordo com a
forma da grafita (nodular ou vermicular), com relação ao aspecto da fratura (cinzento
ou branco) e de acordo com alguma propriedade mecânica relevante, como no caso
do ferro fundido maleável.
O ferro fundido nodular tem como principal característica a boa ductilidade, e,
por isso, também é chamado de ferro fundido dúctil. Ele recebe este nome por
apresentar a grafita em forma de nódulos ou esferas. Sua microestrutura,
representada na Figura 2.1, ocorre devido a um tratamento feito ainda no estado
líquido, onde ocorre a adição de magnésio (Mg) e/ou cério (Ce) que são capazes de
modificar a forma e o crescimento da grafita.
23
Figura 2.1. Morfologia da grafita do ferro fundido nodular (Fonte: GUESSER, 2002).
De acordo com Chiaverini (2005), os ferros fundidos nodulares possuem como
principais características a elevada dureza, ductilidade razoável em se tratando de
um ferro fundido, excelente resistência e boa usinabilidade. Seu grande destaque
está no limite de escoamento que é superior quando comparado com o ferro fundido
cinzento e alguns aços-carbono comuns.
Devido ao conjunto de propriedades mecânicas, o ferro fundido nodular tem
sido aplicado na fabricação de virabrequins, carcaças de bombas, válvulas,
articulações de direção, sistemas estruturais, etc. (TOKTAS, TAYANÇ e TOKTAS;
2006).
2.1.1 Ferro Fundido Nodular Austemperado
O ferro fundido nodular austemperado, mais conhecido como ADI
(Austempered Ductile Iron), é uma classe de ferro fundido obtida através do
tratamento térmico de austêmpera realizado em um ferro fundido nodular
convencional. Sua composição química é similar a um ferro fundido nodular
convencional, sendo habitual inserir os elementos Cu, Ni e Mo, individualmente ou
combinados, em peças fabricadas com espessuras maiores de 12 mm para fornecer
temperabilidade da liga (DIAS, 2006).
A Figura 2.2 mostra o ciclo do tratamento térmico de austêmpera realizado
para obtenção do ferro fundido nodular austemperado. No trecho AB a peça é
24
aquecida acima da temperatura crítica de austenitização, sendo que, esta
temperatura pode variar de acordo com a composição química da liga, ficando entre
825 a 950°C. Para transformar a matriz em austenita e saturá-la de carbono até o
teor de equilíbrio, a peça é mantida isotermicamente (trecho BC) em um intervalo de
tempo que pode durar de 1 hora a 2,5 horas. Em seguida, no trecho CD, a peça é
resfriada bruscamente até a temperatura de austêmpera, que fica em torno de 230 a
400°C, para evitar a formação de perlita ou qualquer estrutura indesejável. No trecho
DE, a peça é mantida isotermicamente na temperatura de austêmpera e, durante
este estágio, ocorre à transformação da austenita em plaquetas de ferrita acicular e
austenita de alto carbono. Por fim, no trecho EF, a peça é resfriada até a
temperatura ambiente antes do início da reação bainítica.
Figura 2.2. Ciclo térmico esquemático do processo de austêmpera de ferro fundido
nodular (Fonte HAYRYNEN, 2002).
O tempo de austêmpera é um fator de extrema importância para obtenção de
uma estrutura adequada do ferro fundido nodular austemperado. Se o tempo de
austêmpera for muito curto, não ocorre o enriquecimento com carbono da matriz
ausferrita, caso contrário, se o tempo de austêmpera for muito longo, estruturas
bainíticas surgem na microestrutura do material (KLOCKE, ARFT e LUNG 2010).
A Figura 2.3 ilustra a microestrutura ausferrítica de um ferro fundido nodular
austemeprado obtido através de um tratamento de austêmpera a 370 °C. É possível
observar através da imagem uma ausferrita grosseira, composta aproximadamente
25
de 60% de ferrita acicular (região escura) e 40% de austenita de alto carbono (região
clara).
Figura 2.3. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado, com ataque de nital
5%, conforme a norma ASTM-897 (Fonte: HAYRYNEN, 2002).
Nos anos 60, a Indústria produtora de máquinas agrícolas e veículos,
International Harvester, publicaram os primeiros experimentos realizados com o ferro
fundido nodular austemperado. Franco (2010) relata que o ADI apresenta resistência
mecânica superior a dos aços carbonos e forjados e possui ductilidade muito
superior as demais classes de ferro fundido, no entanto sua ductilidade é inferior a
os aços.
Segundo Keough e Hayrynem (2000), o ferro fundido nodular austemperado
chega a ser 10% menos denso que o aço, tal característica aliada a sua elevada
resistência pode torná-lo competitivo até com ligas mais leves, levando-se em conta
sua relação peso/resistência. O ADI possui limite de escoamento cerca de três
vezes maior que o melhor alumínio forjado ou fundido. Seu custo de peso se
comparado com o aço, chega a ser 20% menor e se, comparado com o custo de
peso do alumínio, seu valor chega a ser 50% mais baixo. Segundo Cakir e Isik
(2008), diversas pesquisas relacionadas a usinabilidade do ADI tem sido feitas
26
devido a sua alta resistência e dureza. A Tabela 2. 11 mostra algumas propriedades,
segundo a norma ASTM, para diferentes classes de ADI.
Tabela 2. 1. Propriedades de diferentes classes do ferro fundido nodular austemperado segundo a Norma ASTM (Fonte: HAYRYNEN, 2002).
Classe Limite de
resistência (Mpa)
Limite de
escoamento (Mpa)
Alongament
o (%)
Energia de
impacto (J)
Dureza
(HB)
1 850 550 10 100 269 - 321
2 1050 700 7 80 302 - 363
3 1200 850 4 60 341 - 477
4 1400 1100 1 35 366 - 477
5 1600 1300 N/A N/A 444 - 555
Diversas peças, antes produzidas por aços forjados e outras classes de ferro
fundido, estão sendo produzidas de ADI devido à melhora de suas propriedades
mecânicas após o tratamento de austêmpera (MEENA E MANSORI, 2011). No
entanto, o ferro fundido nodular austemperado tem na usinabilidade relativamente
baixa uma das suas principais limitações.
O ferro fundido nodular austemperado possui vasta utilização, desde a indústria
automotiva, ferroviária e bélica até em equipamentos para mineração e
terraplanagem. Rodas para locomotivas, vagões, acoplamentos de sapatas de freio,
peças de desgaste para máquinas de mineração, suspensão, virabrequins, eixo-
comando de válvulas, bielas, engrenagens, componentes do sistema de suspensão
e suportes de molas de caminhões são alguns exemplos de aplicação do ADI. A
Figura 2.4 exemplifica o braço de suspensão de um trator hidráulico fabricada em
ADI. Esse componente é desenvolvido no centro de desenvolvimento de peças da
Fiat na Irlanda (NICOL, 2008).
27
Figura 2.4. Braço de suspensão de um trator hidráulico fabricada em ADI (Fonte:
NICOL, 2008).
Geralmente, é feito um processo de pré-usinagem do ADI antes dos
componentes passarem pelo processo de austêmpera e somente depois do
tratamento térmico é realizado o processo de acabamento (KATUKU, KOURSARIS e
SIGALAS 2010). Para economizar tempo e reduzir custos de usinagem, a usinagem
do ferro fundido nodular austemperado após o processo de austêmpera é altamente
desejável.
A principal dificuldade da usinagem do ferro fundido nodular austemperado
está na sua elevada dureza e na sua microestrutura, pois, devido à presença de
austenita com alto teor de carbono, ao sofrer deformação durante a usinagem a
mesma se transforma em martensita (MEENA e MANSORI, 2011). Segundo
Guesser (2009), é comum as ferramentas de usinagem apresentarem desgaste de
cratera na usinagem do ADI, fato que pode levar a quebra das mesmas.
As principais pesquisas relacionadas ao ferro fundido nodular austemperado
são voltadas para a área de metalurgia e materiais, onde são estudados a influência
da microestrutura, composição química, temperatura e tempo de austêmpera nas
propriedades físicas e mecânicas do material. Poucos são os trabalhos encontrados
na literatura a respeito do estudo da usinagem do ADI.
Katuku, Koursaris e Sigalas (2009) comprovaram através de estudos feitos no
torneamento do ferro fundido nodular austemperado utilizando ferramentas de corte
de PCBN (Nitreto Cúbico de Boro Policristalino), em operação de acabamento e
28
para diferentes velocidades de corte que, o desgaste de flanco e o desgaste de
cratera foram predominantes dentro da faixa de velocidades estudadas.
Considerando os esforços de usinagem como parâmetro, em pesquisa
realizada sobre a usinabilidade do ferro fundido nodular austemperado no processo
de furação para diferentes velocidades de corte e avanços, Barbosa et al., (2010),
concluíram que a grande dificuldade na usinagem deste material está relacionada a
sua elevada dureza, proporcionada pelo tratamento térmico de austêmpera.
No estudo do ferro fundido nodular austemperado em torneamento, utilizando
ferramentas de usinagem de metal duro, diferentes velocidades de corte e avanço,
foi constatado por Silva (2013) que, tanto o avanço da ferramenta quanto a
velocidade de corte influenciam na força de corte, força de avanço e rugosidade do
ADI.
2.2 Processo de Usinagem por Torneamento
Processos de fabricação por geração de superfícies através da retirada de
material, conferindo forma e dimensão a peça exemplifica, de forma clara, o
processo de usinagem. Uma definição clássica do processo de usinagem é feita por
Ferraresi (1970), onde a operação de usinagem corresponde a todo processo que
produz cavaco ao conferir a peça a forma, a dimensão ou acabamento, ou quaisquer
combinações destes três itens.
Atualmente, as operações de usinagem representam a maior classe de
operações de manufatura, sendo o torneamento o processo de remoção de material
mais comumente empregado (KAWI, 2011). A operação de torneamento, ver Figura
2.5, pode ser caracterizado como o processo no qual o material a ser cortado é
preso ao mandril de um torno e rotacionado, enquanto a ferramenta fixa rigidamente
em um porta-ferramenta move-se em um plano que contém o eixo de rotação da
peça (SHAW, 2005).
29
Figura 2.5. Operação de torneamento.
No processo de torneamento existem grandezas que exercem influência direta
no resultado final do processo. A Figura 2.6 ilustra algumas dessas grandezas do
processo de torneamento observadas no plano de referência da ferramenta.
Figura 2.6. Grandezas do processo de usinagem por torneamento (Fonte: PEREIRA
2010).
O ângulo de posição da aresta principal de corte (χr) é o ângulo entre a aresta
principal de corte em graus (°) e a direção de avanço medido no plano de referência
da ferramenta; a profundidade de corte (ap) é a profundidade ou largura de
penetração da ferramenta em relação à peça em mm; o avanço (f) é o percurso de
avanço em cada volta da ferramenta em mm/rotação (mm/rot); a largura de
30
usinagem (b) é a largura calculada da secção transversal de corte em milímetros
(mm), sendo idêntica ao comprimento efetivo da aresta de corte; a espessura de
corte (h) é a espessura calculada da seção transversal de corte em milímetros.
No processo de torneamento as variáveis de resposta estão diretamente
relacionadas com as variáveis de entrada. O material da peça a ser usinado, o
material e geometria da aresta de corte da ferramenta de usinagem, a velocidade de
corte (Vc), a profundidade de corte (ap) e velocidade de avanço (Vf) são as
principais variáveis de entrada do processo. Como principais variáveis de resposta
têm-se os esforços de usinagem (força de corte, força de avanço e força passiva),
rugosidade superficial da peça e a forma e dimensões do cavaco.
Velocidade de corte (Vc), avanço (f) e profundidade de corte (ap) são variáveis
de entrada também conhecidas como parâmetros de corte do processo. Os
parâmetros de corte são as variáveis que maior influência exercem nas variáveis de
resposta. Diniz, Marcondes e Coppini (2013) definem a velocidade de Corte (Vc)
sendo a velocidade tangencial instantânea resultante da rotação da ferramenta em
torno da peça. A Figura 2.7 mostra os parâmetros de corte no processo de
torneamento cilíndrico externo.
Figura 2.7. Parâmetros de corte e superfícies em torneamento cilíndrico externo
(Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970).
2.3 Esforços de Usinagem
31
De acordo com Amorim (2002) e com Trent e Wright (2000), parâmetros do
processo de usinagem como potência requerida para o projeto de máquinas
operatrizes e suportes de fixação de ferramentas de usinagem podem ser
determinados através das forças de usinagem envolvidas no processo. Rodrigues et
al., (2007), relatam que o índice de usinabilidade pode ser representado por meio
das grandezas dos esforços de usinagem.
Para Diniz, Marcondes e Coppini (2013) a potência necessária para o corte, a
capacidade de obtenção de tolerâncias apertadas, a temperatura de corte e o
desgaste da ferramenta são fatores afetados diretamente pelos esforços de
usinagem. Sendo assim, o conhecimento do comportamento e da ordem de
grandeza dos esforços de usinagem é de suma importância no processo de
usinagem por torneamento.
No processo de usinagem por torneamento a ação da peça sobre a ferramenta
de corte geram as forças de usinagem. A força resultante que atua sobre a cunha
cortante da ferramenta durante este processo é chamada força de usinagem (Fu).
No entanto, é extremamente difícil medir a força de usinagem e conhecer as
influências de diversos parâmetros no seu valor, devido ao fato de sua direção e seu
sentido serem desconhecidos. Dessa forma, no lugar de se trabalhar com a força de
usinagem, trabalha-se com suas componentes, segundo diversas direções
conhecidas.
Segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2013), para melhor compreensão e
entendimento, a força de usinagem (Fu) é decomposta, inicialmente em duas
componentes, a força ativa (Fa) que está no plano de trabalho e a componente
perpendicular ao plano de trabalho, chamada força passiva (Fp). A força ativa, por
sua vez, é decomposta na força de corte (Fc) e na força de avanço (Ff). Na Figura
2.8 é possível enxergar a força de usinagem e suas diversas componentes na
operação de torneamento.
32
Figura 2.8. Força de usinagem e suas diversas componentes na operação de
torneamento (Fonte: adaptado de FERRARESI, 1970).
2.3.1 Força de corte
A força de corte (Fc), também conhecida como força principal, é a projeção da
força de usinagem (Fu) sobre a direção de corte. A estimativa de projeto envolvendo
a potência das máquinas operatrizes, do suporte de fixação da ferramenta de corte e
rigidez adequada da máquina, é feita através de um prévio conhecimento da força
de corte (TRENT e WRIGHT 2000, ZERBETTO, PEIXOTO e BARROS, 2015).
Dentre os esforços de usinagem, normalmente, a força de corte possuí o maior
valor em relação às demais componentes. Uma forma bem simples de se calcular a
força de corte pode ser feita de acordo com a Equação 1, descrita por Ferraresi
(1970), Stemmer (1989) e Diniz, Marcondes e Coppini. (2013).
Fc = Ks * A (1)
Onde:
Ks: pressão específica de corte, isto é, a força de corte para a unidade de área da
seção de corte [N/mm²];
A: área da seção transversal de corte [mm2], definida pela Equação 2.
A = b * h = ap * f (2)
33
Onde:
b: comprimento de corte [mm];
h: espessura de corte [mm].
O cálculo do comprimento de corte (b) e da espessura de corte (h) são
definidos, respectivamente, pela Equação 3 e pela Equação 4.
b = ap / sen (χr) (3)
e
ap = f * sen (χr) (4)
A Figura 2.9 exemplifica como são definido os valores do comprimento de corte
(b) e da espessura de corte (h) na seção de corte no processo de torneamento.
Figura 2.9. Seção de corte no processo de torneamento (Fonte: FERRARESI, 1970).
Amorim (2002) cita que a fórmula mais aceita e precisa para calcular a pressão
específica de corte (Ks) é obtida através de medições diretas das forças de corte. De
acordo com essa fórmula, a pressão específica de corte está em função da
espessura de corte (h). Sendo assim, o aumento da pressão específica de corte (Ks)
34
com a diminuição da espessura de corte (h) é uma propriedade geral e que é válida
para todas as operações de usinagem. A Equação 5 mostra a equação proposta.
Ks = Ks1 / hz = Ks1 * h
-z (5)
Onde:
Ks1 e z: constantes determinadas para cada tipo de material.
No lugar de tabelar os valores de Ks1 e z, o valor de Ks foi tabelado para h =
0,4 mm e uma equação de correção foi proposta pela Sandvik Coromant (1994)
quando o valor da espessura de corte (h) for diferente do valor citado. A Equação 6
apresenta a equação de correção proposta. As tabelas contendo os valores Ks para
diferentes materiais são apresentados nos diversos catálogos de ferramenta de
torneamento disponibilizados pela empresa.
Ks corrigido = Ks tabelado (0,4 / h)0,29 (6).
A força de corte é uma das principais variáveis de saída estudada no processo
de torneamento, pois seu valor está diretamente relacionado com alguns parâmetros
importantes, como desgastes de ferramentas e integridade superficial da peça
usinada. Lin e Lian (2010) retratam que, o material da peça, material da ferramenta,
geometria da cunha de corte da ferramenta, velocidade de corte, avanço,
profundidade de corte e o uso ou não de fluido de corte são variáveis de entrada que
exercem influência direta nos valores da força de corte.
Em se tratando do material da peça usinada, pode-se dizer que, geralmente
quando maior o valor de dureza da peça maior será o valor de Ks. No entanto, tal
fato não pode ser tomado como uma regra, pois materiais com durezas semelhantes
podem apresentar valores de pressão específica de corte muito distintos de acordo
com a presença de diferentes elementos de liga (MACHADO et al., 2015). A tensão
de ruptura (ou de escoamento) ao cisalhamento do material (τr) é a propriedade,
dentre as demais propriedades dos materiais, que mais pode ser correlacionada
com a pressão específica de corte, pois a o processo de formação do cavaco
envolve muito cisalhamento.
35
O coeficiente de atrito formado entre o cavaco e a superfície de saída e
ferramenta pode variar de acordo com o material da ferramenta de corte, no entanto
essa variação não chega a influenciar significativamente os valores de Ks, dessa
forma as variações dos esforços de corte são desprezíveis. Porém, é importante
ressaltar que, quando existe afinidade química entre o material da ferramenta e o
material da peça, existe a tendência de se formar uma forte zona de aderência na
região de corte provocando aumento considerável dos esforços de corte (SANTOS,
2006).
Desconsiderando o processo de formação de aresta postiça de corte (APC),
pode-se dizer que os valores de Ks decrescem com o aumento da velocidade de
corte, pois com o aumento da velocidade de corte ocorre a diminuição do atrito entre
a ferramenta e a peça e a redução da resistência ao cisalhamento do material,
ambos, proporcionados pelo aumento da temperatura envolvida no processo.
Segundo Trent (2000), em operações com elevadas velocidades de corte, a força de
corte tende a se manter constante, dessa forma pode-se considerar desprezível a
influência da velocidade de corte no valor da pressão específica de corte.
O aumento do avanço provoca a redução da pressão específica de corte
devido à diminuição do grau de recalque e pelo fato de que, com o crescimento do
avanço, ocorre também um aumento na velocidade de avanço e consequentemente,
o coeficiente de atrito diminui, pois o corte se torna mais dinâmico. No entanto, o
aumento do avanço provoca um aumento da seção de corte, provocando um
aumento da força de corte, conforme pode ser visto pela Equação 1. Sob a ótica de
Diniz, Marcondes e Coppini (2013) o aumento do avanço provoca um aumento na
força de corte, mas não na mesma proporção, devido à diminuição do valor de Ks.
O valor de Ks, praticamente, não sofre alteração com o aumento da
profundidade de corte (ap), pois com o crescimento da mesma, ocorre somente o
aumento do comprimento de contato entre ferramenta e peça, sem ocorrer
acréscimo de velocidades de corte envolvidas no processo. O fluido de corte pode
ser usado na operação de torneamento como lubrificante ou como refrigerante. A
força de corte é reduzida quando se utiliza fluidos lubrificantes, pois os mesmos
reduzem o coeficiente de atrito. Pode ocorrer um aumento da força de corte quando
a ação do fluido é refrigerante, devido ao aumento da resistência ao cisalhamento do
material da peça em relação ao corte a seco.
36
Devido ao fato dos esforços de corte influenciar na pressão de específica de
corte, consumo de energia, geração de calor e desgastes de ferramentas, diversos
estudos estão sendo feitos no intuito de reduzir seus valores de acordo com as
variáveis de entrada envolvidas no processo de torneamento. Porém, a combinação
ótima dos parâmetros de corte é particular para cada tipo de material usinado e para
cada um dos aspectos citados acima (FETECAU e STAN, 2012).
2.3.2 Força de avanço e Força Passiva
A força de avanço (Ff) é a projeção da força de usinagem (Fu) sobre a direção
de avanço e a força passiva (Fp) é a componente da Fu perpendicular ao plano de
trabalho, não interferindo na potência de trabalho. Machado et al., (2015) cita que o
raio de ponta da ferramenta e os ângulos de posição (χr) e de inclinação (λs), seguido
da velocidade de corte (Vc), são os parâmetros que exercem maior influência na
força de avanço e na força passiva.
É possível observar através da Figura 2.10 a forte influência da velocidade de
corte nas componentes das forças de avanço e passiva. Nota-se que, inicialmente o
aumento da velocidade corte acarreta em um aumento da força de avanço e força
passiva, no entanto a partir de um determinado valor para a velocidade de corte
ocorre uma queda substancial nos valores dos esforços de usinagem (DINIZ,
MARCONDEZ e COPPINI, 2013).
37
Figura 2.10. Influência da velocidade corte nas forças de avanço e de profundidade
(Fonte: DINIZ, MARCONDEZ e COPPINI, 2013).
Como mencionando anteriormente, a força passiva (Fp), também conhecida
por força de profundidade (Fp), é perpendicular ao plano de trabalho e por isso não
gera potência, contudo o estudo de seu comportamento é importante, pois a mesma
é responsável pela deflexão elástica da peça e da ferramenta durante o corte,
estando relacionada com a dificuldade na obtenção de formas e tolerâncias
apertadas. O aumento da rugosidade da peça usinada pode ser explicado pelo
aumento da vibração na direção da força passiva.
2.4 Integridade Superficial
Acabamento superficial e tolerância dimensional são parâmetros intimamente
ligados à produção de qualquer componente na indústria metal-mecânica. A
fabricação de peças dentro destes parâmetros, previamente definidos, é
determinante para o aceite final da produção. Peças com acabamento superficial e
tolerância dimensional fora dos limites especificados geram altos custos de
produção. Dessa forma, existe a necessidade de um rigoroso controle desses
parâmetros a fim de evitar perdas de peças e consequentes perdas financeiras
(BENO et. al., 2013).
38
O termo integridade superficial não pode ser determinado por apenas um fator
ou parâmetro, pois de acordo com Machado et, al., (2015) o resultado final de uma
superfície usinada é resultado de um processo que envolve deformações plásticas,
ruptura, recuperação elástica, geração de calor, vibração, tensões residuais e, às
vezes, reações químicas. A Figura 2.11 apresenta um diagrama com os diferentes
parâmetros avaliados através da integridade superficial.
Figura 2.11. Classificação da integridade superficial (adaptado de MACHADO et al.,
2015).
Conforme o diagrama apresentado na Figura 2.11 observa-se que a
integridade superficial pode ser avaliada por intermédio do estudo do acabamento e
do estudo das alterações superficiais. A confiabilidade, vida e funcionamento de
componentes fabricados por usinagem, são fatores fortemente influenciados pelo
acabamento superficial, sendo essas influências o motivo da importância de seu
estudo.
2.4.1 Rugosidade
As irregularidades deixadas pelas ferramentas de usinagem na superfície
usinada por um processo convencional, tal como o torneamento ou fresamento, são
comumente definidas como rugosidade superficial (GRZESIK, 1996). Boothroyd e
39
Knight (1989) afirmam que a rugosidade superficial final de uma superfície pode ser
obtida segundo a soma de dois fatores independentes: a rugosidade superficial
“ideal”, a qual está relacionada com a geometria da ferramenta e com seu avanço, e
a rugosidade “natural”, a qual está relacionada com as irregularidades da operação
de corte.
Rugosidade média (Ra), Rugosidade total (Rt) e Rugosidade máxima (Rz) são
os parâmetros mais utilizados como meio de quantificar a rugosidade nos processos
convencionais de usinagem. A Rugosidade total teórica pode ser obtida de acordo
com a relação entre o avanço (f) da ferramenta e seu raio de ponta (rε), ver Figura
2.12.
Figura 2.12. Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada (DINIZ,
MARCONDES e COPPINI, 2013).
A Equação 7 demonstra tal relação.
RtT = f2 / 8rε (7)
Onde:
RtT: Rugosidade teórica total (mm);
f : avanço (mm/rot) e,
rε: raio de ponta da ferramenta (mm).
40
No entanto, na prática, o valor real da Rugosidade máxima será possivelmente
maior que seu valor teórico devido à existência de outros fatores, além do raio de
ponta da ferramenta e do avanço, que influenciam na rugosidade.
A Rugosidade média (Ra) equivale à média aritmética entre os valores
absolutos das ordenadas dos afastamentos dos pontos de perfil de rugosidade, em
relação à linha média, dentro do percurso de medição. É considerado o parâmetro
mais utilizado na atualidade quando é necessário o controle continuo da rugosidade
nas linhas de produção de processos onde o acabamento apresenta sulcos de
usinagem bem definidos, como no caso do torneamento e fresamento. A Figura 2.13
representa o perfil da Rugosidade média.
Figura 2.13. Prfil da Rugosidade média (Ra) (Fonte: AGOSTINHO, RODRIGUES e
LIRANI, 2004).
A rugosidade máxima (Rz) é definida como o maior valor das rugosidades
parciais entre o maior pico e o vale mais profundo que se apresentam no percurso
de medição (lm). O parâmetro Rt tem o mesmo emprego do Rz, mas com maior
rigidez, pois considera o comprimento de amostragem igual ao comprimento de
avaliação.
A rugosidade final da superfície usinada pode ser influenciada por diversos
parâmetros de usinagem. Material da peça a ser usinada, material e geometria da
ferramenta de corte, condições de corte (avanço, velocidade de corte, profundidade
de corte, uso ou não de fluido de corte), rigidez da máquina ferramenta, vibrações,
etc. (MACHADO et al., 2015).
41
O avanço, seguido da velocidade de corte são os parâmetros que mais afetam
os valores da rugosidade superficial. Pode-se dizer que quando maior for o avanço,
maiores serão os valores de rugosidade. O efeito da velocidade de corte é
inversamente proporcional aos valores de rugosidade, ou seja, quanto maior for a
velocidade de corte, menores os valores de rugosidade. Já a profundidade de corte,
segundo Cakir, Ensarioglu e Demirayak (2009), não possui efeito significante com
relação à rugosidade.
A rugosidade aumenta com o respectivo aumento do avanço devido às
contribuições geométricas do mesmo. O número de vezes que a ferramenta passa
sobre a superfície da peça usinada aumenta com o aumento da velocidade de corte,
provocando melhorias na rugosidade (RODRIGUES, 2005).
O fluido de corte, quando exerce a função de lubrificante, melhora o
acabamento superficial, pois diminui o atrito entre a ferramenta de corte e a peça.
Quando o mesmo age como refrigerante, seu efeito pode melhorar o acabamento
devido à redução dos desgastes da ferramenta. No entanto, vale ressaltar que,
utilizando fluido de corte com efeito refrigerante, tem-se o aumento dos esforços de
usinagem, o que pode piorar o acabamento superficial.
2.5 Ferramentas de Usinagem
Atualmente tem-se disponível no mercado uma grande quantidade de materiais
para ferramentas de usinagem. A escolha correta do material da ferramenta de corte
é feita de acordo com o material a ser usinado, condição da máquina operatriz,
processo de usinagem, características geométricas da ferramenta, custo do material
da ferramenta, condições de usinagem e condições de operação.
De acordo com os fatores citados acima a respeito da escolha do material da
ferramenta de corte, é necessário que, qualquer que seja o material definido, o
mesmo deve apresentar uma série de requisitos de maior ou menor importância.
Resistência ao desgaste, tenacidade, dureza a quente e estabilidade química são as
principais características inerentes aos materiais para fabricação de ferramentas.
Não existe uma classificação geral de materiais para ferramentas de usinagem.
No entanto, com base nas características químicas, os principais materiais podem
ser agrupados da seguinte maneira: aço rápido, aço rápido com cobertura, metal
42
duro, metal duro com cobertura, cerâmica, nitreto cúbico de boro (CBC) e diamante
(PCD), (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
Com relação a ferramentas de usinagem, é exigida cada vez mais resistência
ao desgaste nos processos de usinagem. Alta dureza em elevadas temperaturas,
resistência ao lascamento e à fadiga, baixa reatividade com os materiais em
usinagem e boa condutividade térmica são requisitos para boas ferramentas
(MACHADO et al., 2015).
Ferramentas de usinagem fabricadas de metal duro, cerâmica e CBN são
largamente utilizadas na usinagem do ferro fundido. Quando comparados com
outros tipos de materiais para ferramentas, todos apresentam bons tempos de vida,
mesmo utilizando maiores velocidades, avanços e profundidade de corte (XAVIER,
2003).
2.5.1 Ferramentas Cerâmicas
O material cerâmico é considerado ferramenta de usinagem desde a década de
1950, quando as primeiras ferramentas foram utilizadas, mas só passou a ser um
material com uma porcentagem não desprezível no mercado de ferramentas de
corte na década de 80, depois dos desenvolvimentos conseguidos no campo das
propriedades dos materiais cerâmicos (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013).
Dureza a quente e a frio, resistência ao desgaste e excelente estabilidade
química (evita a difusão, fator muito importante quando se usina em elevadas
velocidades e altas temperaturas) são algumas das propriedades que tornam as
cerâmicas um material interessante para ferramentas de corte. No entanto, sua
baixa condutividade térmica e principalmente sua baixa tenacidade, o que facilita
seu trincamento/lascamento e consequente quebra, são características que
dificultam o uso das cerâmicas como ferramentas nos processos de usinagem.
A baixa tenacidade, propriedade inerente aos insertos cerâmicos, é o motivo
pelo qual as ferramentas cerâmicas não fazem parte do mercado há mais tempo. No
entanto, nos últimos anos, grandes esforços, em se tratando de pesquisas, têm sido
feitos com o objetivo de aumentar a tenacidade de materiais cerâmicos e grandes
resultados tem sido obtidos.
A classe de ferramentas de corte confeccionadas a base de materiais
cerâmicos é formada por várias classes de insertos, os quais estão divididos em dois
43
grandes grupos em função do material empregado como matriz. Os materiais
empregados como matriz são o óxido de alumínio ou alumina (Al2O3) e o nitreto de
silício (Si3N4) que diferem entre si de acordo com suas características e
propriedades. A Figura 2.14 mostra o diagrama com a divisão das ferramentas de
corte cerâmicas.
Figura 2.14. Divisão de materiais cerâmicos para ferramentas de corte (Fonte:
adaptado de MUNDO DA USINAGEM SANDVIK, 2002).
As ferramentas cerâmicas a base de óxido de alumínio, podem ser puras,
mistas ou reforçadas com whiskers. As cerâmicas puras são aquelas constituídas
somente de óxidos. As mistas são constituídas de alumina, de 20 a 30% em volume
de carboneto de titânio (TiC) e pequenas quantidades de nitreto de titânio (TiN). A
alumina reforçada com whiskers é constituída por inclusões de monocristais de SiC
em uma matriz de Al2O3 (DINIZ, MARCONDES E COPPINI, 2013).
As ferramentas cerâmicas a base de nitreto de silício são constituídas de
cristais de Si3N4 com uma fase intergranular de SiO2 que são sinterizados na
presença da alumina (sialon) e/ou óxido de ítrio (Y2O3) e magnésio (MgO).
As ferramentas a base de alumina possuem uma maior resistência ao desgaste
se comparadas com as de nitreto de silício. Já as ferramentas cerâmicas a base de
44
nitreto de silício (Si3N4) possuem melhor tenacidade quando comparado com as
ferramentas à base de alumina. Isto ocorre em função dos cristais Si3N4 serem
hexagonais e os grãos de Al2O3 se distribuírem na forma de agulhas. Além disto,
ferramentas cerâmicas a base de nitreto de silício possuem excelentes
propriedades, tais como alta dureza a quente e resistência ao choque térmico,
porém tem na estabilidade química seu ponto negativo.
As ferramentas cerâmicas, tanto a base de alumina quanto a base de nitreto de
silício, possuem elevada dureza a quente e boa resistência ao desgaste e por isso
tais ferramentas são largamente utilizadas na usinagem, em altas velocidades de
corte, de ferros fundidos e aços endurecidos.
Segundo Grzesik e Małecka (2011), as ferramentas cerâmicas de Al2O3
revestidas com TiN e de Si3N4, no torneamento do ferro fundido nodular,
apresentaram como principais mecanismos de desgaste a abrasão mecânica e
adesão. A ferramenta de alumina (Al2O3) revestida com TiN apresentou uma maior
resistência ao desgaste de flanco, devido a redução do atrito proporcionado pelo
revestimento.
Souza et al., (2011) concluíram através de experimentos de torneamento do
ferro fundido cinzento com diferentes velocidades de corte e avanço que, as
ferramentas cerâmicas a base de nitreto de silício apresentam elevado desempenho
com o aumento da velocidade de corte. O resultado encontrado está associado com
a elevada resistência da ferramenta em altas temperaturas.
A aplicação do revestimento TiN/Al2O3 em ferramentas cerâmicas de nitreto de
silício propicia a ferramenta de usinagem uma maior vida útil na usinagem do ferro
fundido. Ferramentas cerâmicas revestidas possuem melhor tenacidade, podendo
ser usadas em operação com maiores velocidades de corte, além do processo de
desgaste da mesma ser reduzido (YING LONG E SHANGHUA WU, 2014).
2.6 Desgastes e Avarias em Ferramentas de Usinagem
Desgastes e avarias são fenômenos comuns que ocorrem em qualquer tipo de
ferramenta. Os tipos de desgaste e avarias são objetos de muitos estudos e
pesquisas, pois estão diretamente relacionados com o fim de vida das ferramentas.
O monitoramento dos desgastes e avarias e suas influências nos esforços de
45
usinagem, acabamento superficial, dimensões e até mesmo no formato da peça,
ajudam a definir qual o melhor momento para a troca da ferramenta de corte.
Os desgastes e avarias acontecem de diversas formas em uma ferramenta de
usinagem. Para melhor compreendê-los é importante explicar a diferença de ambos.
Para Diniz, Marcondes e Coppini (2013), desgaste é a perda contínua e
microscópica de partículas constituintes da ferramenta devido à ação do corte.
Ocorrências que não apresentam essas características, são denominadas avarias.
Ao fenômeno que ocorre de maneira inesperada e repentina, provocado pela
quebra, lascamento ou trinca da aresta de corte, é dado o nome de avaria, segundo
Machado et al., (2015). Nas ferramentas de corte com baixa tenacidade,
comumente, a quebra e o lascamento levam a destruição total ou a perda de
material considerável da aresta de corte.
Prolongar a vida das ferramentas de usinagem é uma questão de suma
importância para empresas do segmento metal-mecânico, pois desgastes
acelerados levam a parada frequente de máquinas operatrizes para trocas de
ferramentas, significando perdas de produtividade e consequente aumento de
custos. Dessa forma, de acordo com Barreiro et al., (2008), compreender e monitorar
o processo pelo qual as ferramentas se desgastam é extremamente importante.
2.6.1 Tipos de Desgastes e Avarias
Os principais tipos de desgaste e avarias em ferramentas de corte são
definidos abaixo:
Desgaste de flanco (ou frontal): é o tipo de desgaste mais comum em ferramentas
de corte, sendo que todo processo de usinagem convencional gera desgaste de
flanco. Devido ao contato entre a ferramenta de usinagem e a peça, esse desgaste
ocorre na superfície de folga da ferramenta, conforme ilustra a Figura 2.15 e, à
medida que esse desgaste aumenta, a aresta de corte se retrai mudando as
dimensões da peça usinada. Na ausência da aresta postiça de corte (APC), o
desgaste de flanco aumenta com o aumento da velocidade de corte (ALMEIDA,
2010 e SANDVIK, 2012).
46
Figura 2.15. Desgaste de flanco (Fonte: SANDVIK, 2012).
Desgaste de entalhe: representado pela Figura 2.16, este tipo de desgaste é
influenciado pelo aumento da temperatura e da velocidade de corte. O desgaste de
entalhe muda a forma da ponta da ferramenta, influenciando no acabamento
superficial da peça usinada.
Figura 2.16. Desgaste de entalhe (Fonte: SANDVIK, 2012).
Desgaste de cratera: provocado pelo atrito entre a ferramenta de corte e o cavaco,
o desgaste de cratera, ver Figura 2.17, ocorre na superfície de saída da ferramenta.
Processos que utilizam ferramentas de metal duro recobertas, que diminuem o atrito
entre ferramenta e cavaco, ferramentas cerâmicas e quando o material da peça gera
cavacos curtos (materiais frágeis) podem não provocar ou reduzir o desgaste de
47
cratera. A quebra da ferramenta ocorre com o aumento do desgaste de cratera,
quando o mesmo aumenta até encontrar o desgaste de flanco.
Figura 2.17. Desgaste de cratera (Fonte: SANDVIK, 2012).
Lascamento: tipo de avaria, ilustrada pela Figura 2.18, onde, ao contrário do
desgaste frontal e de cratera que retiram partículas muito pequenas da ferramenta,
partículas maiores são arrancandas de maneira repentina, podendo ocasionar até
mesmo a quebra da ferramenta. Esse tipo de avaria prejudica o acabamento da
peça e acontece de forma mais acentuada em ferramentas de material frágil ou
quando a aresta de corte possui baixa resistência.
Figura 2.18. Lascamento (Fonte: SANDVIK, 2012).
Quebra: a quebra da ferramenta pode ocorrer devido o aumento progressivo dos
desgastes e das avarias. No entanto algumas vezes a quebra pode ocorrer de forma
repentina, devido à utilização de ferramentas com elevada dureza, carga excessiva
48
sobre a ferramenta, parada instantânea do movimento de corte, etc. A quebra da
ferramenta, normalmente, acarreta danos a toda a pastilha e não somente a aresta
de corte.
Figura 2.19. Ferramenta de corte quebrada. (Fonte: SANDVIK, 2012).
2.6.2 Mecanismos Causadores de Desgaste em Ferramentas de Corte
Os degastes e avarias ocorridos em uma ferramenta de usinagem, de acordo
com Childs et al., (2000), são influenciados por diversos fatores, tais como:
temperatura da região de corte, processo de usinagem utilizado, condições de corte
tanto da ferramenta quanto do material usinado, velocidade de corte, presença ou
não de fluido de corte, etc.
A velocidade de corte, a temperatura na região do corte, avanço da ferramenta,
utilização ou não de fluidos de corte, entre outros, são fatores que estão diretamente
relacionados aos mecanismos causadores de desgastes e avarias ferramentas. Tais
mecanismos podem ser de origem química, abrasiva e adesiva. A Figura 2.20
apresenta a ocorrência desses mecanismos com relação aos fatores mencionados
acima.
49
Figura 2.20. Principais fatores causadores de desgastes em ferramentas de corte
(Fonte: MACHADO e DA SILVA, 2004).
Desgaste frontal e desgaste de cratera podem ser gerados através do
mecanismo de abrasão mecânica. Esse mecanismo de desgaste é um dos principais
causadores de desgaste em ferramentas. É altamente influenciado pela temperatura
de corte, que reduz a dureza da ferramenta, e pela presença de partículas de
elevada dureza presentes no material de trabalho.
A aderência é o mecanismo de desgaste responsável tanto pelo desgaste de
cratera quanto pelo desgaste de flanco. Esse fenômeno ocorre principalmente em
baixas velocidades de corte onde existe a presença da APC (aresta postiça de
corte). No entanto, desgaste devido à aderência pode ocorrer em velocidades mais
elevadas desde que o fluxo de cavaco aconteça de forma irregular. A utilização de
revestimentos, para diminuir o atrito entre ferramenta e cavaco, e de fluidos de corte
são maneiras de reduzir os desgastes por adesão.
A transferência de átomos no estado sólido de um metal para o outro perante a
uma elevada temperatura é um fenômeno conhecido por difusão. A existência de
uma zona de aderência entre a interface cavaco-ferramenta é o que determina a
existência da difusão nos processos de usinagem. Os desgastes provocados pela
difusão estão relacionados com a afinidade química entre material da ferramenta de
usinagem e material da peça de trabalho.
50
O desgaste de entalhe ocorre, provavelmente, em função do processo de
oxidação. A presença de ar e água nos fluidos de corte somado as elevadas
temperaturas na zona de corte provocam a oxidação da maioria dos materiais
metálicos. Os desgastes provocados pela oxidação ocorrem, principalmente, nas
extremidades de contato entre ferramenta e cavaco, devido ao acesso do ar a essa
região.
Especificar de forma quantitativa a contribuição de cada um desses
mecanismos para a formação dos diferentes tipos de desgaste é praticamente
impossível. No entanto, é importante frisar que os desgastes ocorrem,
principalmente, por abrasão mecânica, difusão e oxidação que são fatores
intimamente relacionados com a temperatura da região de corte (DINIZ,
MARCONDES e COPPINI, 2013).
2.6.3 Medição dos Desgastes de Ferramentas
O processo de desgaste de ferramentas de corte ocorre de forma gradual com
relação ao tempo de operação e ao comprimento de usinagem. A superfície de
saída e a superfície de folga principal são as duas regiões nas quais ocorre o
processo de quantificação dos desgastes (ARAKHOV, 2008).
Segundo a norma ISO 3685 de 1993, profundidade de cratera (KT), largura da
cratera (KB) e distância do centro da cratera a aresta de corte (KM) são os
desgastes mensurados na superfície de saída. Os desgastes medidos na superfície
de folga principal são a largura do desgaste de flanco (VB), que é um valor médio do
desgaste na superfície de folga, e a largura máxima do desgaste de flanco (VBmax). É
possível medir também os valores dos desgastes de entalhe (VBN e VBC) gerados
na superfície de folga. Para a medição dos desgaste, a aresta principal de corte da
ferramenta é dividida nas regiões C, B, A e N conforme ilustrado na Figura 2.21.
51
Figura 2.21. Regiões onde são medidos os desgastes em ferramentas de usinagem.
(Fonte: adaptado de ISO 3685, 1993).
2.7 Mecanismos de Formação de Cavaco
Os processos de fabricação mecânica por usinagem são processos onde a
tensão aplicada e peça em trabalho é maior que a tensão de ruptura do material. A
principal característica dos processos de usinagem é a perda contínua de material.
O material retirado da peça em trabalho pela ferramenta de corte recebe o nome de
cavaco.
De acordo com Diniz, Marcondes e Coppini (2013), o desgaste da ferramenta,
os esforços de usinagem, o calor gerado na usinagem e a penetração do fluido de
corte são fatores influenciados pela formação do cavaco. O estudo do processo de
formação de cavacos vem proporcionando grandes avanços nos processos de
usinagem. O desenvolvimento de ferramentas de corte mais eficazes, possibilitando
a usinagem de diversos tipos de materiais está relacionado com uma melhor
compreensão dos mecanismos de formação dos cavacos (MACHADO et al., 2015).
Para uma melhor compreensão dos fundamentos dos processos de usinagem
é necessário entender de forma clara o mecanismo de formação do cavaco.
Entender a maneira como o cavaco é formado e como o mesmo escoa sobre a
superfície de saída da ferramenta pode solucionar problemas práticos e econômicos
relacionados ao desempenho de ferramentas de usinagem e taxa de remoção de
material (TRENT e WRIGHT, 2000).
52
A forma como o cavaco é formado, o seu tipo, a temperatura e atrito envolvidos
na interface cavaco-ferramenta são fatores correlacionados com o desgaste de
ferramentas de corte. Além de gerar desgastes de ferramentas, em alguns casos o
cavaco formado pode provocar até mesmo sua quebra (BHUIYANN et al., 2012).
Ferraresi (1970) divide o processo de formação de cavacos em 4 etapas,
sendo elas: recalque inicial, deformação, ruptura e saída do cavaco. O cavaco é
formado em altíssimas velocidades de deformação, seguida de ruptura do material
da peça. Pode-se notar pelas etapas citadas acima que o fenômeno de formação de
cavacos é um processo periódico, sendo que essa periodicidade foi comprovada de
forma experimental através da medida da frequência e amplitude de variação da
intensidade da força de usinagem.
De acordo com as condições de usinagem adotadas e com as propriedades do
material usinado, os cavacos podem ser classificados de acordo com o seu tipo e
sua forma. Quanto ao seu tipo os cavacos são classificados em cavaco contínuo,
cavaco de cisalhamento e cavaco de ruptura. Por sua vez, os cavacos do tipo
contínuo e do tipo de cisalhamento podem ser classificados, de acordo com sua
forma, em cavaco em fita, cavaco helicoidal, cavaco espiral e cavaco em lascas
(DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2013). A Figura 2.22 ilustra as diferentes formas
de cavaco segundo a classificação da norma ISO 3685 de 1993.
Figura 2.22. Figura 2.12 - Formas de cavacos produzidos na usinagem dos metais
(ISO, 1993 apud MACHADO et al,. 2013).
53
Materiais frágeis, como os ferros fundidos, tendem a formar cavacos do tipo de
ruptura enquanto que na usinagem de materiais dúcteis os cavacos contínuos e
longos prevalecem. Machado e Da Silva (2004) afirmam que o parâmetro de corte
que exerce maior influência na forma do cavaco é o avanço e que, numa proporção
menor, a profundidade de corte também influencia. É possível notar através da
Figura 2.23 a influência desses parâmetros na forma do cavaco.
Figura 2.23. Efeito do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos
(SMITH, 1989, apud MACHADO e DA SILVA, 2004).
54
CAPÍTULO 3
MATERIAIS E MÉTODOS
Este capítulo apresenta os materiais e métodos utilizados para realização
desta pesquisa, com o objetivo de investigar o desempenho de ferramentas de Si3N4
e Al2O3 no torneamento do ferro fundido nodular austemperado. Os procedimentos
experimentais foram realizados nos laboratórios de caracterização e processos de
fabricação por usinagem da Universidade Federal de São João Del Rei, em três
etapas.
A primeira etapa consistiu da caracterização do ferro fundido nodular
austemperado através de ensaio de tração, ensaio de dureza e metalografia.
Na segunda etapa foram realizados experimentos de torneamento cilíndrico
externo do ferro fundido nodular austemperado para avaliação do desempenho das
ferramentas cerâmicas com relação aos esforços de usinagem e rugosidade
superficial para diferentes parâmetros de corte.
Por fim, na terceira etapa foi feito um estudo dos desgastes/avarias das
ferramentas cerâmicas, para parâmetros de corte constantes, através de ensaios de
torneamento cilíndrico externo em função do comprimento de corte.
3.1 Material
Para o estudo do desempenho das ferramentas cerâmicas em torneamento, foi
utilizado o ferro fundido nodular, fornecido pela indústria Metalúrgica Soares, com a
composição química apresentada na Tabela 3.1. A composição química utilizada foi
baseada nas composições empregadas em ferros fundidos nodulares
austemperados utilizados no setor industrial. Para proporcionar a
austemperabilidade necessária, os elementos cobre (Cu) e níquel (Ni) foram
adicionados.
Tabela 3.1. Composição química (% em massa), fornecida pela Metalúrgica Soares,
do ferro fundido nodular austemperado utilizado nos ensaios.
C Si Mn P S Ni Cr Mo Cu Ti Sn Al Mg Fe int Fe%
3,74 2,59 0,13 0,08 0,10 0,60 0,01 0,00 0,63 0,02 0,00 0,11 0,04 6,39 92,10
55
O tratamento térmico de austêmpera, realizado pela empresa Metaltemper, foi
feito da seguinte forma: foi mantido o ciclo de austenitização a 900 °C, por um
período de 1,5 horas. Posteriormente o corpo de prova foi resfriado até a
temperatura de austêmpera (360°C) onde permaneceu a esta temperatura por um
intervalo de 40 minutos. O tratamento realizado deu origem a uma estrutura
ausferrita, composta por ferrita acicular e teores elevados de austenita.
3.2 Caracterização dos Corpos de Prova
Para a correta interpretação dos resultados é necessário que o material a ser
usinado seja bem caracterizado quanto à composição química, microestrutura,
propriedades mecânicas, tamanho e dimensões. A composição química foi fornecida
pela Metalúrgica Soares, conforme Tabela 3.1.
Para os ensaios de torneamento, onde foram monitorados os esforços de
usinagem e a rugosidade superficial, foram confeccionados 12 corpos de prova com
comprimento de 60 milímetros, diâmetros externo de 57 mm (milímetros) e furo
interno de 30mm, conforme mostra a Figura 3.1.
Figura 3.1. Representação dos corpos de prova.
Para a análise microestrutural foi retirada uma amostra semicircular do ferro
fundido nodular austemperado, considerando a microestrutura da superfície na sua
seção transversal. A preparação metalográfica consistiu em lixamento, polimento e
ataque metalográfico com o reagente Nital 2%. A microestrutura foi observada
utilizando o microscópio Olympus BX 51, Figura 3.2. (b), que tem um sistema óptico
UIS (sistema infinito universal) e tecnologia de fluorescência avançada ou contraste
56
de interferência diferencial DIC (Normarski) com câmera SC30 com objetiva de 50x,
100x, 200x, 500x e 1000x e software Stream motion para análise da microestrutural.
Foram confeccionados três corpos de prova para os ensaios de tração, que
foram realizados seguindo a norma ASTM A536/84. Para a execução dos ensaios,
foi utilizada a máquina de tração do modelo DL10000, com capacidade máxima de
100 kN (10.000 kgf), marca EMIC, ilustrada na Figura 3.2. (a). Os ensaios foram
realizados sob condições quase estáticas de cargas, onde corpo de prova foi
colocado entre duas garras e, posteriormente, foi aplicado um carregamento axial
com uma velocidade de 2 mm/minuto, até que o corpo de prova se rompesse na
região central.
Figura 3.2. (a) Máquina EMIC, Modelo DL10000; (b) Microscópio Olympus BX51
A dureza Rockwell C (HRC) foi mensurada em um durômetro da marca
Wolpert, como mostrado na Figura 3.3. (a). Foi utilizado um penetrador de diamante
e ponta cônica com carga aplicada de 150kgf. Com o objetivo de avaliar a
homogeneidade da dureza dos corpos de prova, os ensaios foram realizados
radialmente, em três pontos equidistantes, de aproximadamente 120°, nos 12 corpos
de prova antes dos ensaios de torneamento. A Figura 3.3. (b) exemplifica as regiões
onde foram feitas as medidas da dureza.
57
Figura 3.3. (a) Equipamento para ensaio de dureza da marca Wolpert; (b) Corpo de
prova ensaio de dureza.
3.3 Equipamentos Utilizados nos Experimentos de Torneamento
Os ensaios de torneamento cilíndrico externo foram realizados em um Centro
de torneamento ROMI GL 240M com velocidade de avanço rápido longitudinal e
transversal de 30 m/mim, potência máxima na árvore de 15 KW, rotação máxima de
6000 rpm e CNC Fanuc Oi TD, (Figura 3.4).
Figura 3.4. Centro de torneamento Romi GL 240M.
58
Para o monitoramento das forças de usinagem, utilizou-se um dinamômetro
piezoelétrico estacionário com quatro componentes Kistler 9272, um amplificador de
sinais Kistler 5070A e o software DynoWare também fornecido pela Kistler. O
sistema de aquisição de forças composto por estes equipamentos foi interligado em
um microcomputador com processador Intel Pentium Dual Core 2.2GHz com 2GB de
memória RAM. As Figura 3.5. (a), (b) e 3.5. (c) ilustram os equipamentos descritos
acima.
Figura 3.5. (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A e
(c) Software kistler DynoWare.
A rugosidade dos corpos de prova usinados foi obtida utilizando-se o
rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo conforme Figura 3.6. (a). Para análise e
acompanhamento dos desgastes/avarias das ferramentas utilizou-se um
microscópio Mitutoyo TM-500 com câmera Moticam 2300, 3.0 MPixels e software de
processamento de imagens Motic Images Plus 2.0, conforme Figura 3.6. (b).
Utilizou-se uma lente objetiva 2x e lente ocular de 10x gerando-se uma ampliação de
20x.
59
Figura 3.6. (a) Rugosímetro surftest SJ-400 Mitutoyo; (b) Microscópio Mitutoyo TM-
500 com câmera Moticam 2300.
Foi utilizado o MEV (microscópio eletrônico de varredura modelo TM 3000
Hitachi, com ampliações de 30, 50, 80 e 100 vezes e aceleração de voltagem de 15
kV, (Figura 3.7), para avaliação, de forma qualitativa, dos desgastes presentes nas
ferramentas no comprimento total de corte para cada ferramenta de usinagem.
Figura 3.7. Microscópio eletrônico de varreduraTM 3000 Hitachi.
60
3.4 Ferramentas de Usinagem
O suporte e as ferramentas utilizadas nos ensaios, mostrados nas Figura 3.8.
(a) e (b), foram fornecidos pela Sandvik do Brasil S/A. A ferramenta CNGA 120408
6190 é fabricada de nitreto de silício (Si3N4) puro. Já a ferramenta CNGA 120408
650 é fabricada de 70% de Al2O2 e 30% de TiC (carboneto de titânio). Segundo o
fabricante, a ferramenta de nitreto de silício possui maior tenacidade enquanto que a
ferramenta a base de alumina possui maior resistência ao desgaste. Utilizou-se um
porta ferramenta convencional esquerdo para torneamento externo com ângulo de
posição da aresta de corte (-χr) de 95º, com fixação rígida e de seção transversal de
16mm x 16mm. Trata-se de um modelo Coroturn para torneamento longitudinal cujo
código ISO é DCLNL 1616H12-2, conforme a Figura 5 (b).
Figura 3.8. (a) Ferramentas de usinagem; (b) Porta ferramentas.
3.5 Metodologia
Antes dos experimentos de torneamento, amostras do ferro fundido nodular
austemperado passaram por ensaios de tração, dureza e metalografia para o
registro da microestrutura dos corpos de prova e propriedades mecânicas dos
mesmos como recebidos. Os fatores de controle (variáveis de entrada) avaliados
61
nos experimentos de torneamento na segunda etapa desta pesquisa, bem como
seus respectivos níveis são apresentados na Tabela 3.2.
Tabela 3.2. Fatores de controle e níveis adotados.
Fatores de Controle Unidade Níveis (3réplicas) Especificações
Ferramentas - 2 F1 - Si3N4; F2 - Al2O3
Tipo de material - 1 FoFo nodular austemperado Fluido de corte - 1 Sem fluido Avanço (f) mm/rot 2 0,10; 0,20 Prof. de corte (ap) mm 1 1 Velocidade de corte (Vc) m/min 2 350; 450
As variáveis de resposta do processo de torneamento, avaliadas nesta etapa,
foram a força de corte (Fc), força de avanço (Ff) e força passiva (Fp), assim como,
os parâmetros de rugosidade média (Ra) e máxima (Rz). A usinagem foi realizada
longitudinalmente em um comprimento de 20 mm.
As forças foram monitoradas em todos os experimentos e os parâmetros de
rugosidade medidos na região central do corpo de prova usinado e em três posições
equidistantes de 120° cada. A Figura 3.9 ilustra a montagem do dinamômetro,
responsável pela aquisição dos esforços de usinagem, na máquina-ferramenta.
Figura 3.9. Porta-ferramentas e dinamômetro montados na torre do centro de
torneamento.
62
Para a integridade dos resultados das forças de usinagem e da rugosidade das
peças, em cada ensaio, ou corpo de prova, utilizou-se uma nova aresta de corte da
ferramenta de usinagem. Os resultados foram analisados desconsiderando-se o
regime transiente (início) da operação, durante o qual os valores das forças de
usinagem apresentam oscilações. Cada ensaio teve uma taxa de amostragem de
1000 Hz, resultando em 10000 aquisições por ensaio, com obtenção de valores
médios e limites das componentes das forças de usinagem.
Os ensaios foram repetidos três vezes para se obter uma estimativa de como o
erro experimental afetava os resultados e se os mesmos eram estatisticamente
confiáveis. Os experimentos seguem o planejamento fatorial do tipo 13 x 23 x 3,
totalizando 24 ensaios. A ordem de execução dos ensaios foi aleatorizada,
garantindo que as variáveis pesquisadas e os erros experimentais observados
apresentem caráter também aleatório. A Tabela 3 apresenta todas as variáveis de
resposta estudadas.
Tabela 3.3. Variáveis de resposta estudadas no experimento de torneamento.
Variáveis de resposta Unidade Tipo
Força de corte (Fc) N Quantitativa
Força de avanço (Ff) N Quantitativa
Força passiva (Fp) N Quantitativa
Rugosidade média (Ra) µm Quantitativa
Rugosidade máxima (Rz) µm Quantitativa
Tipo e forma dos cavacos - Qualitativa
Para a análise dos cavacos gerados durante os experimentos, os mesmos
foram recolhidos a final de cada um dos 24 ensaios com objetivo de compará-los em
função das variáveis de entrada. A análise dos esforços de usinagem e da
rugosidade máxima e média foi feio através da ferramenta estatística ANOVA de
efeitos fixos e 95% de confiança.
A análise de variância (ANOVA) visa fundamentalmente verificar se existe uma
diferença significativa entre as médias de uma variável de saída com a variação de
um ou mais parâmetros do experimento, isto é, se os fatores (variáveis de entrada)
exercem influência em alguma variável dependente. Dessa forma, permite que
vários grupos sejam comparados simultaneamente a partir de um conjunto de
63
experimentos propriamente planejado. Assim quanto maior for à média da primeira
comparada à segunda, maior é a evidência de que existe variabilidade entre grupos,
ou seja, médias diferentes. Os fatores podem ser de origem qualitativa ou
quantitativa e a variável dependente deverá ser necessariamente contínua.
Um estudo aprofundado dos tipos e mecanismo de desgastes/avarias foge ao
escopo deste trabalho. Dessa forma, na terceira etapa da pesquisa, que consistiu no
acompanhamento e avaliação dos desgastes/avarias das ferramentas de usinagem
em função do comprimento de corte, foi feito apenas um ensaio para cada
ferramenta de corte.
Como visto na revisão da literatura, a velocidade de corte seguida do avanço
são os parâmetros que maior influência exercem no desgaste de ferramentas.
Sendo assim, para avaliação da evolução dos desgastes em função do comprimento
de corte, foi utilizado uma velocidade de corte de 450 m/min, um avanço de 0,2
mm/rot e uma profundidade de corte de 1 mm.
Os ensaios de desgastes/avarias foram feitos em função do comprimento de
corte. A cada passe, com 40 mm de comprimento, a ferramenta de corte era retirada
do equipamento e sua aresta de corte avaliada através de imagens feitas no
microscópio Mitutoyo TM-500. A rugosidade do corpo de prova também era
mensurada, utilizando o rugosímetro SJ-400 Mitutoyo, com objetivo de avaliar seu
comportamento em função do desgaste da ferramenta de corte. Esse procedimento
se repetiu, para a mesma aresta de corte até atingir um comprimento de corte total
de 256 metros. Atingido o comprimento máximo de corte, a aresta de corte da
ferramenta foi avaliada qualitativamente, por intermédio das imagens feitas pelo
MEV (microscópio eletrônico de varredura).
As Figura 3.10 (a) e (b), ilustram a montagem do experimento de torneamento
para avaliação dos desgastes e respectivas rugosidades superficiais. Os corpos de
provas utilizados tinham comprimento total de 160 mm e possuíam, na região onde o
corte foi realizado, diâmetro inicial de 56 mm e comprimento de 80mm. Foram feitos
dois passes de 40 mm para cada diâmetro usinado e a cada passe calculava-se o
comprimento de material usinado em função do diâmetro. Essas condições foram
mantidas para as duas ferramentas de corte utilizadas nos ensaios.
64
Figura 3.10. (a) corpo de prova utilizado nos ensaios para avaliação dos desgastes;
(b) Rugosímetro montado na torre do centro de torneamento.
65
CAPÍTULO 4
RESULTADOS E DISCUSSÕES
4.1 Caracterização do Material
3.1.1 Análise Metalográfica
O tratamento térmico de austêmpera realizado no ferro fundido nodular gera
um resultado microestrutural ausferrítico, sendo esta matriz formada por ferrita
acicular em conjunto com austenita de alto carbono. A Figura 4.1 ilustra a
micrografia realizada no ferro fundido nodular austemperado com ataque de Nital a
2%. Percebe-se claramente a presença dos nódulos de grafita na matriz ausferrítica,
sendo a matriz ausferrítica composta por ferrita acicular (região escura) e austenita
de alto carbono (região mais clara).
Figura 4.1. Micrografia do ferro fundido nodular austemperado com ataque de Nital a
2%.
4.1.2 Ensaio de Tração
O ferro fundido nodular austemperado apresentou um limite de resistência a
tração de 850 MPa e um alongamento de 10%. A Figura 4.2 ilustra os corpos de
prova após a realização dos ensaios de tração.
66
Figura 4.2. Corpos de prova de ferro fundido nodular austemperado após ensaio de
tração.
4.1.3 Ensaios de Dureza
Para avaliar, radialmente, a homogeneidade da dureza dos 12 corpos de
provas utilizados na segunda etapa dos experimentos, foi aplicado aos dados
coletados nos ensaios de dureza a ferramenta estatística ANOVA de efeitos fixos e
com 95% de confiança. A Tabela 4.1 apresenta os resultados da análise de
variância aplicada aos dados coletados.
Tabela 4.1. . Análise de variância para avaliação da homogeneidade da dureza dos
corpos de prova.
SS GL MSS Fcalc Ftab Resultado
SSA (região) 1,13 2 0,56 0,62 3,12 Não influencia
SSB (CPs) 17,69 11 1,61 1,76 1,92 Não influencia
SS int AxB 11,26 22 0,51 0,56 1,69 Não influencia
Da análise dos resultados, pode-se afirmar estatisticamente e com 95% de
confiança que, a dureza permanece constante radialmente nos corpos de prova e os
mesmos possuem dureza homogênea. Não existe interação entre as variáveis corpo
de prova e região onde as medidas de dureza foram avaliadas.
67
4.2 Esforços de Usinagem
Para análise dos esforços de usinagem envolvidos no processo de
torneamento do ferro fundido nodular austemperado foi aplicada a ferramenta
estatística ANOVA (análise de variância) nos dados coletados durante a realização
dos 24 ensaios. Foi possível afirmar com confiança de 95% sobre as diferenças
significativas das variáveis de influência para as de respostas do processo, mediante
a comparação de Fcalc (F calculado), obtidos através da relação entre a somatória
dos quadrados dos tratamentos (i) ferramenta, (j) velocidade de corte e (k) avanço,
assim como suas interações (ij), (ik), (jk) e (ijk), pelo dos erros, com os valores de
Ftab (F tabelado) obtidos através da tabela de Fisher.
4.2.1 Força de Corte
A Tabela 4.2 apresenta os resultados referentes à aplicação da ANOVA para a
variável de resposta força de corte.
Tabela 4.2. Análise de variância para a Força de corte (Fc).
Da análise dos resultados, pode-se afirmar estatisticamente e com 95% de
confiança que, para as condições analisadas, todas as variáveis influenciam na força
de corte. Sendo o avanço (k) f1 (0,1 mm/rot), a ferramenta (i) F2 (Al2O3) e a
velocidade de corte (j) Vc2 (450 m/min) a ordem de parâmetros que,
independentemente uma das outras, mais diferenças aferem a força de corte (Fc).
Pode-se afirmar ainda, que, existe interação entre as variáveis ferramenta e
avanço, velocidade de corte e avanço e entre ambas variáveis. Apenas não existe
interação entre as variáveis ferramenta e velocidade de corte.
GL MSS Fcalc Ftab RESULTADO
SS Ferramenta (i) 1 25096,49 334,15 4,49 A Var (i) influencia
SS Velocidade de corte (j) 1 2399,00 31,94 4,49 A Var (j) influencia
SS Avanço (k) 1 176942,01 2355,92 4,49 A Var (k) influencia
SSint Fmta x Vc (ij) 1 34,87 0,46 4,49 Não existe interação das Var (ij)
SSint Fmta x Avanço (ik) 1 424,62 5,65 4,49 Existe interação das Var (ik)
SSint Vc x Avanço (jk) 1 809,33 10,78 4,49 Existe interação das Var (jk)
SSint Fmta x Vc x Avanço (ijk) 1 798,91 10,64 4,49 Existe interação das Var (ijk)
68
Para avaliar as melhores condições de usinagem com relação à força de corte,
ou seja, avaliar quais são os parâmetros em que se têm menores forças de corte, foi
realizado o teste estatístico de contraste entre as variáveis que possuem interação
no processo.
Os resultados mostram não haver diferenças das análises já sugeridas acima,
ou seja, de acordo com o contraste realizado entre velocidade de corte e avanço é
possível afirmar que todas as interações possuem valores diferentes sendo que, a
condição que apresentou melhores resultados foi a interação entre a velocidade de
corte 2 (450 m/min) juntamente com avanço 1 (0,1mm/rot). Já, com relação ao teste
contraste realizando entre as variáveis ferramenta e avanço pode-se concluir que, a
condição que apresentou menores esforços de corte foi a interação entre a
ferramenta F2 (ferramenta com matriz a base de Al2O3) juntamente com o avanço 1
(0,1 mm/rot).
Nota-se que o resultado das forças de corte nos mostra diferenças
ocasionadas para as variáveis de influência do processo, conforme visto na Figura
4.3 e na Figura 4.4, percebendo o melhor desempenho da ferramenta F2:
ferramenta com matriz a base de alumina (Al2O3). Este comportamento pode ser
atribuído ao fato da ferramenta cerâmica à base de alumina possuir menor
tenacidade e maior resistência ao desgaste e por isso não absorver as vibrações e
oscilações geradas durante o torneamento.
Percebe-se, também, que, com o aumento do avanço, tem-se no processo de
usinagem um aumento da força de corte, tal fato ocorre devido ao aumento da área
de corte e, consequentemente, um aumento da taxa de material removida durante o
processo. Tal resultado está de acordo com a literatura, citada na revisão
bibliográfica em Diniz, Marcondes e Coppini (2013).
A diminuição do atrito entre a ferramenta e a peça e a redução da resistência
ao cisalhamento do material ocorrem devido ao aumento da temperatura envolvida
no processo em consequência do aumento da velocidade de corte. Sendo assim,
nota-se, nos gráficos representados nas Figuras 4.3 e 4.4, que a força de corte,
principalmente no avanço de 0,2 mm/rot, tem seus valores reduzidos em função do
aumento da velocidade de corte. No entanto, a queda da força de corte com o
aumento da velocidade é mínima, pois de acordo com Trent (2000), em operações
com elevadas velocidades de corte, a força de corte tende a se manter constante.
69
Figura 4.3. Força de corte média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação.
Figura 4.4. Força de corte média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação.
4.2.2 Força de Avanço
Os resultados obtidos, através da análise de variância, para a força de avanço
são mostrados na Tabela 4.3. Pela comparação dos valores das estatísticas de
Fcalc (F calculados) com os valores de F tabelados (Ftab) da distribuição F com 5%
de significância, observa-se que todas as variáveis estudadas, bem como a
interação entre as mesmas tiveram influência na força de avanço, ou seja, a
hipótese de igualdade H0 foi rejeitada em todos os casos.
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
600,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Forç
a d
e c
ort
e (
N)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
600,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Fo
rça
de
co
rte
(N
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
70
Tabela 4.3. Análise de variância para a Força de avanço (Ff).
Com a finalidade de verificar quais os parâmetros de entrada do processo
apresentaram menor resíduo com relação à força de avanço, foi realizado o teste de
contraste entre as variáveis que apresentaram interação.
O contraste realizado entre as variáveis ferramenta e velocidade de corte,
mostra que a interação entre ferramenta F2 (Al2O3) e velocidade de corte 1(350
m/min) e ferramenta F2 e velocidade de corte 2 (450 m/min) apresentam,
estatisticamente, resultados iguais, sendo essas condições as que geram menor
impacto na força de avanço. Já o contraste realizado entre ferramenta de corte e
avanço apresenta como melhor condição o conjunto ferramenta F2 (Al2O3) e avanço
1 (0,1 mm/rot) e neste caso todas as interações apresentam valores diferentes.
A interação entre as variáveis velocidade de corte e avanço apresenta o par
velocidade de corte 2 (450 m/min) e avanço 1 (0,1 mm/rot) a condição mais
favorável no que tange a força de avanço. Por fim, com relação as três variáveis, os
conjuntos ferramenta F2, avanço 1 e velocidade de corte 1 e Ferramenta F2, avanço
1 e velocidade de corte 2 apresentaram-se como melhores condições, de acordo
com o teste de contraste realizado.
A Figura 4.5 e a Figura 4.6 apresentam os gráficos de barras dos valores
médios para a força de avanço. É possível notar através dos gráficos apresentados
um melhor desempenho da ferramenta 2 (Al2O3), ou seja, esta ferramenta, dentro
das condições analisadas apresentou menores esforços de avanço.
Percebe-se ainda, através das figuras que, conforme mencionado acima, no
torneamento utilizando-se a ferramenta F2, tanto para o avanço 1 quanto para o
avanço 2, a mudança da velocidade de corte não provoca mudanças significativas
na força e avanço. No entanto, nota-se, que para ferramenta F1 e na velocidade de
corte 1 (350 m/min), o aumento do avanço provoca uma elevação da força de
avanço.
GL MSS Fcalc Ftab RESULTADO
SS Ferramenta (i) 1 192138,62 2315,12 4,49 A Var (i) influencia
SS Velocidade de corte (j) 1 8841,98 106,54 4,49 A Var (j) influencia
SS Avanço (k) 1 25941,01 312,57 4,49 A Var (k) influencia
SSint Fmta x Vc (ij) 1 6948,25 83,72 4,49 Existe interação das Var (ij)
SSint Fmta x Avanço (ik) 1 8462,27 101,96 4,49 Existe interação das Var (ik)
SSint Vc x Avanço (jk) 1 15745,03 189,72 4,49 Existe interação das Var (jk)
SSint Fmta x Vc x Avanço (ijk) 1 18371,77 221,37 4,49 Existe interação das Var (ijk)
71
Figura 4.5. Força de avanço média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação.
Figura 4.6. Força de avanço média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação.
4.2.3 Força Passiva
A Tabela 4.4 apresenta os resultados da ANOVA obtidos através dos estudos
das variáveis de entrada na força passiva. É possível afirmar através dos resultados
obtidos que, estatisticamente, e com 95% de confiança, dentro das condições
estudadas, todas as variáveis, bem como suas interações influenciam na força
passiva.
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Forç
a d
e a
va
nço
(N
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Forç
a d
e a
va
nço
(N
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
72
Tabela 4.4. Análise de variância para a Força passiva (Fp).
Através dos testes de contrastes, foram verificadas as condições de usinagem
que menor influência exercem na força passiva. Da interação entre ferramenta de
corte e velocidade de corte, foi constatado que a força passiva é minimizada quando
se utiliza a ferramenta F2 (Al2O3) juntamente com a velocidade de corte 1 e 2 e que
as demais interações possuem valores diferentes.
O teste de contraste realizado entre ferramenta de corte a avanço apresentou
valores diferentes para todas as interações, sendo que a interação entre ferramenta
F2 e avanço 1 apresentou melhores resultados. A interação entre avanço 1 (0,1
mm/rot) e velocidades de corte 1 e 2, apresentou estatisticamente, valores iguais,
sendo essa conjuntura a melhor opção de torneamento com relação a força passiva.
Por fim, o teste de contraste realizado entre as três variáveis estudadas,
apresentou as condições ferramenta F2, avanço 1 e velocidades de corte 1 e 2
como sendo as que menores resíduos apresentam em função da força passiva.
A Figura 4.7 e a Figura 4.8 ilustram as diferenças ocasionadas pelas variáveis
de influência nos resultados obtidos das forças passivas. É possível observar,
através dos gráficos de barras dos valores médios da força passiva, o melhor
desempenho da ferramenta com matriz a base de alumina (ferramenta F2). Observa-
se também que, utilizando a ferramenta F2, tanto no avanço 1 quanto no avanço 2, o
aumento da velocidade não gera efeito significativo na força passiva. O aumento do
avanço, independentemente das outras variáveis, provocou um aumento
considerável da força passiva para a ferramenta F1.
GL MSS Fcalc Ftab RESULTADO
SS Ferramenta (i) 1 108744,69 1215,63 4,49 A Var (i) influencia
SS Velocidade de corte (j) 1 8975,69 100,34 4,49 A Var (j) influencia
SS Avanço (k) 1 30652,77 342,66 4,49 A Var (k) influencia
SSint Fmta x Vc (ij) 1 7650,15 85,52 4,49 Existe interação das Var (ij)
SSint Fmta x Avanço (ik) 1 10657,63 119,14 4,49 Existe interação das Var (ik)
SSint Vc x Avanço (jk) 1 12608,29 140,95 4,49 Existe interação das Var (jk)
SSint Fmta x Vc x Avanço (ijk) 1 13412,86 149,94 4,49 Existe interação das Var (ijk)
73
Figura 4.7. Força passiva média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação.
Figura 4.8. Força passiva média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação.
4.3 Rugosidade
4.3.1 Rugosidade Média (Ra)
Através da análise de variância (ANOVA), também foi possível avaliar os
parâmetros de rugosidade média, sendo que, as variáveis ferramenta de usinagem,
velocidade de corte e avanço exerceram influência sobre o processo. É possível,
também, afirmar que, existe interação entre todas as variáveis. A Tabela 4.5
apresenta os resultados da análise de variância para a rugosidade média.
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Forç
a p
assiv
a (
N)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
0,00
100,00
200,00
300,00
400,00
500,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Forç
a p
assiv
a (
N)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
74
Tabela 4.5. Análise de variância para Rugosidade média (Ra).
Através do teste de interações entre as variáveis de estudo, foi observado que
todas as interações entre ferramenta e velocidade de corte possuem valores
diferentes e que a melhor condição observada foi o par ferramenta F1 (Si3N4) e
velocidade de corte 1 (350 m/min). O conjunto avanço 1 e velocidades de corte 1 e
2, demonstraram ser a melhor condição de usinagem com relação a rugosidade
média, tal fato foi comprovado através do contraste realizado entre as variáveis
avanço e velocidade de corte.
Da interação realizada entre ferramenta e avanço, foi comprovado que todos os
resultados apresentaram valores diferentes e que a usinagem utilizando ferramenta
F1 (Si3N4) e avanço 1 (0,1 mm/rot) apresentou um melhor acabamento superficial.
Por fim, através do contraste entre as três variáveis de estudo, foi observado que as
condições ferramenta F1, avanço 1 e velocidades de corte 1 e 2, apresentaram
resultados estatisticamente iguais, sendo essa conjuntura a que gerou melhor
acabamento superficial na peça trabalhada.
É possível notar, através das médias dos valores da rugosidade média para as
condições estudadas, apresentadas nas Figura 4.9 e 4.10, o que foi comentado
acima. Observa-se um melhor desempenho da ferramenta F1 (Si3N4)
independentemente dos valores de avanço e velocidade de corte adotados. Nota-se
também que, torneando com a ferramenta F1 e com avanço de 0,1 mm/rot, a
variável velocidade de corte não apresenta efeito significativo com relação a
rugosidade média. A variável avanço é a que apresenta maior influência com relação
ao acabamento superficial, um grande gradiente de rugosidade média é observado
quando utilizado o avanço 2 (0,2 mm/rot).
Com relação à rugosidade média, pode-se observar através da Figura 4.9 e
Figura 4.10, que, conforme esperado, os valores de Ra cresce com o aumento do
GL MSS Fcalc Ftab RESULTADO
SS Ferramenta (i) 1 2,19 502,12 4,49 A Var (i) influencia
SS Velocidade de corte (j) 1 0,66 150,67 4,49 A Var (j) influencia
SS Avanço (k) 1 7,19 1646,19 4,49 A Var (k) influencia
SSint Fmta x Vc (ij) 1 0,26 60,61 4,49 Existe interação das Var (ij)
SSint Fmta x Avanço (ik) 1 0,63 144,67 4,49 Existe interação das Var (ik)
SSint Vc x Avanço (jk) 1 0,46 105,20 4,49 Existe interação das Var (jk)
SSint Fmta x Vc x Avanço (ijk) 1 0,42 96,92 4,49 Existe interação das Var (ijk)
75
avanço, tal fato ocorre devido às contribuições geométricas do avanço. De acordo
com Diniz et al., (2013), com o aumento do avanço, a pressão de corte diminui, a
formação do cavaco é facilitada e a rugosidade da peça se aproxima da ideal, que é
a rugosidade teórica (Equação 7).
Valores de rugosidade média estão diretamente relacionados com a rigidez do
conjunto máquina – ferramenta – peça – dispositivo de fixação. Observa-se através
dos gráficos, principalmente quando utilizado o avanço de 0,2 mm/rot, um aumento
da rugosidade média com o aumento da velocidade de corte. Tal fato pode ser
associado com o aumento de vibração do sistema ocasionado pelo aumento da
velocidade de corte. Resultado este, que está de acordo com os resultados
demonstrados por Diniz, Marcondes e Coppini (2013).
Figura 4.9. Rugosidade média obtida com avanço de 0,1 mm/rotação.
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Rugo
sid
ad
e m
éd
ia (
µm
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
76
Figura 4.10. Rugosidade média obtida com avanço de 0,2 mm/rotação.
4.3.2 Rugosidade Máxima (Rz)
Os resultados obtidos, através da ANOVA, para a rugosidade máxima (Rz),
estão apresentados na Tabela 4.6. Pela comparação dos valores das estatísticas de
Fcalc (calculados) com os valores de f tabelados (Ftab) da distribuição F com 5% de
significância, observa-se que todas as variáveis estudadas, bem como a interação
entre as mesmas influenciaram na rugosidade máxima, ou seja, a hipótese de
igualdade H0 foi rejeitada em todos os casos.
Tabela 4.6. Análise de variância para Rugosidade máxima (Rz).
Por intermédio do contraste realizado ente ferramenta e velocidade de corte, é
possível afirmar que os resultados obtidos entre o conjunto ferramenta F2 com
velocidade de corte 1 e ferramenta F2 com velocidade de corte 2 são
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Rugo
sid
ad
e m
éd
ia (
µm
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
GL MSS Fcalc Ftab RESULTADO
SS Ferramenta (i) 1 30,23 249,69 4,49 A Var (i) influencia
SS Velocidade de corte (j) 1 4,56 37,71 4,49 A Var (j) influencia
SS Avanço (k) 1 75,85 626,62 4,49 A Var (k) influencia
SSint Fmta x Vc (ij) 1 1,96 16,23 4,49 Existe interação das Var (ij)
SSint Fmta x Avanço (ik) 1 9,97 82,34 4,49 Existe interação das Var (ik)
SSint Vc x Avanço (jk) 1 4,11 33,97 4,49 Existe interação das Var (jk)
SSint Fmta x Vc x Avanço (ijk) 1 4,92 40,64 4,49 Existe interação das Var (ijk)
77
estatisticamente iguais e que a melhor condição apresentada foi o par ferramenta F1
com velocidade de corte 1.
Da interação entre as variáveis ferramenta de corte e avanço, os resultados
mostraram que todas as interações possuem valores diferentes, sendo o par
ferramenta de corte F1 com avanço 1 a melhor opção de trabalho. O conjunto
formado entre avanço 1 e velocidades de corte 1 e 2 apresentou, estatisticamente
nas condições estudadas, valores iguais, sendo essa opção a que gerou menores
valores de rugosidade média.
O contraste das interações entre ferramenta de corte, avanço e velocidade de
corte, apresentou o conjunto ferramenta F1, avanço 1 e velocidades de corte 1 e 2,
como sendo a melhor opção de trabalho no que tange a rugosidade máxima.
Os gráficos contendo os valores médios da rugosidade máxima obtidos nos
experimentos são apresentados na Figura 4.11 e na Figura 4.12. Através dos
gráficos é possível visualizar de maneira mais clara as conclusões obtidas através
dos testes de contrastes.
Na Figura 4.11, onde o processo de torneamento foi feito utilizando o avanço
de 0,1 mm/rot, observa-se, para ambas ferramentas, que a mudança da velocidade
de corte de 350 m/min para 450 m/min não gerou mudanças nos valores de Rz
(rugosidade máxima.)
No entanto, na Figura 4.12, nota-se que com o aumento da velocidade, a
ferramenta de corte F1, apresentou um gradiente significativo na rugosidade média.
Comparando os dois gráficos apresentados, conclui-se que a ferramenta F1
apresentou menores valores para rugosidade máxima, apresentando um melhor
desempenho nas condições estudadas.
78
Figura 4.11. Rugosidade máxima obtida com avanço de 0,1 mm/rotação.
Figura 4.12. Rugosidade máxima obtida com avanço de 0,2 mm/rotação.
4.4 Análise dos Cavacos
Não é objetivo deste trabalho realizar um estudo aprofundado do processo de
formação do cavaco no torneamento do ferro fundido nodular austemeprado. Dessa
forma, restringiu-se apenas na avaliação, de forma qualitativa, dos cavacos gerados
em função das variáveis de entrada do processo. A Figura 4.13 apresenta os
cavacos recolhidos, para todas as condições estudadas, durante os experimentos
quando utilizado a ferramenta de corte cerâmica de nitreto de silício (ferramenta F1).
Em seguida, a Figura 4.14 apresenta os cavacos gerados quando utilizado a
ferramenta de corte cerâmica com matriz a base de alumina (ferramenta F2).
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Rugo
sid
ad
e m
áxim
a (
µm
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
F1 - Si3N4 F2 - Al2O3
Rugo
sid
ad
e m
áxim
a (
µm
)
Ferramentas de corte
Vc 1- 350 m/min
Vc 2 - 450 m/min
79
A variável ferramenta de corte não exerceu influência significativa na
morfologia do cavaco em todas as condições avaliadas, conforme pode ser
observado comparando-se as Figuras 4.13 e 4.14. Resultado este que era esperado,
pois a geometria da cunha de corte das ferramentas estudadas são iguais.
Observa-se, tanto na Figura 4.13 quanto na Figura 4.14, que com o aumento
do avanço de 0,1 mm/rot para 0,2 mm/rot, para as duas ferramentas e para as duas
velocidades de cortes avaliadas, houve um aumento na espessura e uma redução
do comprimento dos cavacos. Os resultados apresentados estão de acordo com os
resultados apresentados por Silva, Silva e Souza (2011).
De acordo com Machado et al., (2015) o aumento no ângulo de cisalhamento
acontece devido uma diminuição no grau de recalque do cavaco proporcionado pela
diminuição de sua espessura. Com o aumento da espessura dos cavacos, devido ao
aumento do avanço, os cavacos gerados tornam-se mais fáceis de serem
quebrados, predominando uma produção de cavacos de ruptura.
Os cavacos mostrados, principalmente pela Figura 4.13, quando utilizados
avanço de 0,1 mm/rot e velocidade de corte de 350 m/min, não se apresentaram
como cavacos de ruptura. Os mesmos apresentaram uma forma mais longa, mas
com aparência serrilhada. Segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2013) uma possível
classificação para cavacos formados em materiais endurecidos é o chamado cavaco
segmentado ou dente de serra.
Os cavacos segmentados são produzidos devido as grandes tensões de
compressão que aparecem na ferramenta de corte em função do ângulo negativo da
mesma. Como o material é frágil, essa alta tensão de compressão induz a formação
de trincas ao invés de deformações plásticas do cavaco. Essa trinca inicia-se na
superfície livre (não sujeita a pressões hidrostáticas) e aprofunda-se na direção da
ponta da ferramenta, aliviando a energia armazenada e servindo como uma
superfície deslizante para o segmento de material. Após o segmento de cavaco ter
deslizado, a pressão de corte é renovada, dando início ao aparecimento de uma
nova trinca e reiniciando o ciclo. Os segmentos de cavaco assim formados são
ligados por uma pequena porção de material que foi deformada plasticamente e
aquecida à alta temperatura, fazendo com que o cavaco seja longo, mas com
aparência serrilhada.
80
Figura 4.13. Morfologia dos cavacos obtidos nos ensaios de torneamento com a
ferramenta de corte 1 (nitreto de silício).
O aumento da velocidade de corte de 350 m/min para 450 m/min, não alterou
de forma significativa, para as duas ferramentas, a morfologia do cavaco para o
avanço de 0,2 mm/rot. No entanto, o aumento da velocidade de corte para o avanço
de 0,1 mm/rot provocou, principalmente para a ferramenta F1 (Si3N4), alterações nos
cavacos. Com o aumento da velocidade, houve uma redução no comprimento dos
cavacos e o tipo ruptura passou a prevalecer entre os cavacos produzidos. Tal
fenômeno pode estar associado à redução do contato entre ferramenta e cavaco na
interface de corte propiciado pelo aumento da velocidade de corte.
81
Figura 4.14. Morfologia dos cavacos obtidos nos ensaios de torneamento com a
ferramenta de corte 2 (Alumina).
4.5 Avaliação dos desgastes/avarias
A Figura 4.15 e a Figura 4.16 mostram as imagens, feitas no microscópio
Mitutoyo TM-500 , da superfície de folga das ferramentas de corte com ampliação de
20 vezes. É possível observar que tanto a ferramenta de nitreto de silício (F1)
quanto a ferramenta a base de alumina (F2) apresentaram desgaste de flanco e
desgaste de entalhe. No entanto, através das imagens feitas da superfície de saída
das ferramentas, também com ampliação de 20 vezes, não foi possível perceber se
ocorreu desgaste de cratera em função do comprimento de corte, ver Figura 4.17 e
Figura 4.18.
82
Figura 4.15. Desgastes de flanco e de entalhe na superfície de folga da ferramenta
F1 (nitreto de silício).
83
Figura 4.16. Desgastes de flanco e de entalhe na superfície de folga da ferramenta
F2 (alumina).
84
Figura 4.17. Superfície de saída ferramenta F1 (nitreto de silício).
Figura 4.18. Superfície de saída ferramenta F2 (alumina).
85
A Figura 4.19 apresenta a evolução do desgaste de flanco em função do
aumento do comprimento de corte para a ferramenta de nitreto de silício (F1) e para
a ferramenta a base de alumina (F2). Nota-se uma maior resistência da ferramenta a
base de alumina ao desgaste de flanco. Tal comportamento já era esperado, pois,
de acordo com o fabricante e com a revisão da literatura, ferramentas cerâmicas a
base de alumina possuem maior resistência ao desgaste. Observa-se que no
comprimento de corte (Lc) de 256 metros a ferramenta F2 apresenta desgaste de
flanco de 350 µm, enquanto a ferramenta F1 apresenta apenas 131,1 µm de
desgaste de flanco.
Figura 4.19. Evolução do desgaste de flanco.
O comportamento das ferramentas cerâmicas com relação ao desgaste de
entalhe foi semelhante ao comportamento das mesmas com relação ao desgaste de
flanco. A ferramenta a base de alumina apresentou melhor desempenho, ou seja,
desgaste de entalhe com valores inferiores. Observa-se também, através da Figura
4.20, que o desgaste de entalhe começou a aparecer na ferramenta F2 apenas a
partir do comprimento de corte de 100 metros.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
34 68 100 133 165 196 226 256
Desga
ste
de
fla
nco
(µ
m)
Comprimeto de corte (m)
F1 - Si3N4
F2 - Al2O3
86
Figura 4.20. Evolução do desgaste de entalhe.
A Figura 4.21 e a Figura 4.22, apresentam os valores da rugosidade média e
da rugosidade máxima mensurados após cada comprimento de corte (cada passe).
Sendo assim, através das mesmas, é possível avaliar o comportamento, tanto da
rugosidade média quanto da máxima, em função da evolução dos desgastes das
ferramentas de corte.
Figura 4.21. Rugosidade média em função do comprimento de corte.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
34 68 100 133 165 196 226 256
Desga
ste
de
en
talh
e (
µm
)
Comprimento de corte (m)
F1 - Si3N4
F2 - Al2O3
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
34 68 100 133 165 196 226 256
Rugo
sid
ad
e m
éd
ia (
µm
)
Comprimento de corte (m)
F1 - Si3N4
F2 - Al2O3
87
Figura 4.22. Rugosidade máxima em função do comprimento de corte.
Nota-se através dos gráficos apresentados nas Figuras 4.21 e 4.22 que no
comprimento de corte de 34 metros os valores de rugosidade média e máxima
apresentados pela ferramenta F1 (Si3N4) são menores do que os valores
apresentados pela ferramenta F2 (Al2O3). No entanto, a partir do próximo passe da
ferramenta de corte F1, o acabamento superficial da peça começa a piorar em
decorrência do desgaste.
A rugosidade superficial, tanto a média quanto a máxima, para a ferramenta
F1, aumenta seu valor com o aumento do desgaste de flanco até o comprimento de
corte 100 metros. Entretanto, a partir desse ponto o comportamento da rugosidade
sofre uma inversão, ou seja, com o aumento do desgaste de flanco (aumento do
comprimento de corte) a rugosidade superficial diminui, proporcionado um melhor
acabamento superficial a peça trabalhada. Tal fenômeno pode ser associado ao
arredondamento da aresta de corte, visto na Figura 4.17 no comprimento de corte de
100 m. Com o arredondamento da aresta de corte o atrito na interface ferramenta-
peça diminui provocando uma melhora no acabamento superficial. Esse fenômeno
também é conhecido como aresta alisadora.
Como a ferramenta a base de alumina possui uma maior resistência ao
desgaste, à rugosidade superficial deixada pela mesma apresenta um
comportamento mais homogêneo, onde a evolução do desgaste de flanco não
exerce grandes influências no acabamento superficial da peça trabalhada.
0,00
5,00
10,00
15,00
20,00
25,00
30,00
34 68 100 133 165 196 226 256
Rugo
sid
ad
e m
áxim
a (
µm
)
Comprimento de corte (m)
F1 - Si3N4
F2 - Al2O3
88
Conforme visto acima, a ferramenta a base de alumina (F2) apresentou
menores desgastes de flanco e de entalhe em função do comprimento de corte
quando comparado com a ferramenta F1 (nitreto de silício). No entanto para que a
curva desgaste x comprimento de corte fosse levantada para a ferramenta F1 foram
necessárias 4 tentativas. Em três das tentativas, por se tratar de uma ferramenta
com menor tenacidade, a mesma sofreu avarias como lascamento e quebra da
aresta de corte. As avarias sofridas pela ferramenta a base de alumina podem estar
associadas com o grau de vibração do sistema. Dessa forma, ao optar trabalhar com
a ferramenta de corte F2 é necessário uma condição estável de corte onde as
vibrações do sistema sejam mínimas.
Ao atingir o comprimento de corte total (256 metros), cada ferramenta foi
levada ao microscópio eletrônico de varredura (MEV) para uma avaliação de forma
qualitativa dos desgastes gerados durante o processo. A Figura 4.23 apresenta as
imagens obtidas no MEV com ampliações de 30, 50 e 80 vezes, respectivamente,
para a ferramenta de nitreto de silício (F1).
As imagens, representadas pelas Figuras 4.23 e 4.24, obtidas no MEV
reforçam o que foi citado acima, ou seja, percebe-se um maior desgaste de flanco
na aresta de corte da ferramenta de nitreto de silício puro (Si3N4). Provavelmente a
abrasão, atrito entre aresta de corte e a peça, foi o principal mecanismo causador
dos desgastes de flanco ocorrido na ferramenta F1 e F2 devido a elevada dureza do
ferro fundido nodular austemperado. O desgaste por abrasão pode ser explicado
pelo aparecimento de ranhuras verticais na aresta de corte das ferramentas.
É possível notar, através das imagens feitas pelo MEV, principalmente com
ampliação de 100 vezes, que ambas as ferramentas também apresentaram
desgaste de cratera ao final do comprimento de corte de 256 metros para as
condições de corte ensaiadas. Fato este, que não foi possível observar através da
imagens feitas pelo Mitutoyo TM-500.
89
Figura 4.23. Desgaste da aresta corte da ferramenta F1.
As imagens obtidas através do MEV, também com ampliações de 30, 80 e 100
vezes, para a ferramenta a base de alumina (F2), são apresentadas na Figura 4.24.
90
Figura 4.24. Desgaste da aresta corte da ferramenta F2.
A Figura 4.25 ilustra, com ampliações de 30 e 50 vezes, as avarias, quebra da
aresta de corte e lascamento, sofridas pelas ferramentas a base de alumina durante
as tentativas da realização dos ensaios para avaliação da evolução dos desgastes
em função do comprimento de corte. Todas as avarias ocorreram no primeiro passe
da ferramenta, não sendo possível usinar um comprimento de corte de 34 metros.
91
Figura 4.25. Avarias ocorridas na aresta de corte das ferramentas de corte a base de
alumina.
92
CAPÍTULO 5
CONCLUSÕES
Do torneamento do ferro fundido nodular austemperado, onde foram utilizadas
ferramentas cerâmicas em dois níveis, dois níveis de velocidade de corte e também
dois níveis de avanço, para avaliação dos esforços de usinagem, rugosidade e
morfologia dos cavacos, pode-se concluir que:
- Todas as variáveis exercem influência sobre os esforços de usinagem.
- Existe interação entre todas as variáveis estudadas com relação às forças passiva
e de avanço.
- Com relação à força de corte, só não existe interação entre as variáveis ferramenta
de usinagem e velocidade e corte.
- A variável avanço da ferramenta foi a que maior resíduo apresentou para a
diferença das médias das forças de corte encontradas.
- A variável ferramenta de usinagem foi a que maior resíduo apresentou para a
diferença das médias das forças de avanço e passiva encontradas.
- Os valores encontrados para rugosidade média (Ra) e para rugosidade máxima
(Rz) são influenciados por todas as variáveis estudadas e existe interação entre as
mesmas.
- A variável avanço da ferramenta foi a que maior resíduo apresentou com relação a
rugosidade média e rugosidade máxima.
- A ferramenta F2 (Al2O3), independente das condições de corte, apresentou
menores esforços de usinagem, enquanto que a ferramenta F1 (Si3N4) apresentou
menores rugosidades.
A morfologia dos cavacos não foi alterada pela variável ferramenta de usinagem em
todas as condições usinadas.
- O aumento do avanço de 0,1 mm/rot para 0,2 mm/rot provocou um aumento na
espessura e uma redução do comprimento dos cavacos gerados.
- O aumento da velocidade de corte de 350 m/min para 450 m/min provocou
alterações na forma do cavaco para as duas ferramentas somente no avanço de 0,1
mm/rot.
93
Dos experimentos realizados, com velocidade de corte (450 m/min), avanço
(0,2 mm/rot) e profundidade de corte (1 mm) constantes, para avaliação dos
desgastes das ferramentas em função do comprimento de corte, pode-se concluir
que:
- Foi observado que no comprimento de corte de 256 metros, tanto a ferramenta F1
(Si3N4) quanto a ferramenta F2 (Al2O3) apresentaram desgastes de flanco e de
cratera.
- Apesar de apresentar maior resistência ao desgaste, à ferramenta F2 apresentou,
durante a execução dos ensaios, avarias como lascamento e quebra da aresta de
corte.
- A partir do comprimento de corte de 100 metros, para a ferramenta F1, a
rugosidade média (Ra) começou a reduzir em função do aumento do comprimento
de corte (aumento do desgaste de flanco).
- O acabamento superficial deixado pela ferramenta F2 não sofreu grandes
influências em função do aumento do desgaste de flanco.
94
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