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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

Marcelo Oliveira Gomes

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE CORTE NO PROCESSO

DE RETIFICAÇÃO PLANA TANGENCIAL DO AÇO SAE 52100 UTILIZANDO

REBOLO DE CARBETO DE SILÍCIO

São João Del Rei, 2016

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA

Marcelo Oliveira Gomes

ESTUDO DA INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE CORTE NO PROCESSO

DE RETIFICAÇÃO PLANA TANGENCIAL DO AÇO SAE 52100 UTILIZANDO

REBOLO DE CARBETO DE SILÍCIO

Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado 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. Lincoln Cardoso Brandão

São João Del Rei, 2016

Dedico este trabalho à minha família e à minha

Namorada pelo incentivo e apoio incondicional.

AGRADECIMENTOS

Agradeço,

À Deus, pela inspiração e coragem a mim concedidos, fazendo-me forte para alcançar

meus objetivos.

À minha mãe Shirley que, com paciência, ouviu várias vezes meu lamento sem permitir

que eu desistisse.

Ao meu pai Jeronimo que, na sua simplicidade, muitas vezes me disse sábias palavras,

dignas de mestre.

À minha namorada Isaura, que muito me incentivou, dividindo comigo momentos

difíceis e me mostrando que vale a pena persistir.

Aos meus irmãos, Murilo e Silvia, que em todos os momentos me apoiaram acreditando

na minha capacidade de vencer.

Aos colegas Étory Madrilles Arruda, Juliano Aparecido de Oliveira, Sérgio Luiz Moni

Ribeiro Filho e Thiago Castro Freitas, pelo compartilhamento de ideias e conhecimentos.

Aos professores da UFSJ que, com sabedoria, transmitiram todos os conhecimentos

necessários para a minha formação.

Ao técnico Camilo Léllis dos Santos do Laboratório de Usinagem do Departamento de

Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del-Rei - UFSJ pela ajuda e troca

de conhecimentos durante a realização deste trabalho.

Ao meu orientador Lincoln Cardoso Brandão pela confiança, orientação, amizade e

principalmente paciência na condução do trabalho.

À Universidade Federal de São João del-Rei – UFSJ e à Fundação de Amparo à Pesquisa

de Minas Gerais – FAPEMIG, por permitir e possibilitar a realização de mais este trabalho de

pesquisa.

À família Full House, em especial Luiz Gustavo Torres Corgozinho, pelas histórias e

bons momentos passados juntos durante mais esta etapa.

À minha família e a todos os amigos que de forma direta e/ou indireta contribuíram para

a realização deste trabalho.

“Ninguém pode ser escravo de sua identidade: quando

surge uma possibilidade de mudança é preciso mudar.”

Elliot Gould

Gomes, M. O., Estudo da influência dos parâmetros de corte no processo de retificação

plana tangencial do aço SAE 52100 utilizando rebolo de carbeto de silício. Dissertação

(Mestrado) - Universidade Federal de São João del-Rei, São João del-Rei, 2016.

RESUMO

A retificação é um processo de usinagem mecânico por ferramenta abrasiva (rebolo)

amplamente utilizado na indústria devido à alta precisão geométrica e dimensional que confere

à peça usinada. De folhas de papel à componentes de turbinas aeroespaciais, a grande maioria

dos produtos são fabricados por equipamentos que utilizaram o processo de retificação. O

domínio sobre as técnicas de retificação, no entanto, é reconhecidamente inferior quanto

comparado com os processos convencionais como torneamento, fresamento e furação. Neste

sentido, este trabalho teve como finalidade contribuir para o acervo técnico científico a

respeito dos processos de retificação. O estudo dos parâmetros de corte desenvolvidas neste

trabalho tiveram como objetivo elucidar o comportamento do aço SAE 52100 durante o

processo de retificação com rebolo de carbeto de silício. Foram avaliados a influências da

variação dos parâmetros profundidade de corte, velocidade de avanço da peça e velocidade de

corte sobre as superfícies de resposta; força normal (Fn), força tangencial (Ft), rugosidade

transversal (Rax) e longitudinal à direção de corte (Ray) e microdureza. As principais

conclusões foram: o incremento da profundidade de corte aumentou todos os resultados das

variáveis de resposta; a velocidade de avanço obteve resultado semelhante a variação da

profundidade de corte, excetuando-se pelo fato de não ter influenciado significativamente no

resultado de força normal; o acréscimo da velocidade de corte resultou em valores menores

de força normal, não tendo influenciado significativamente nenhuma outra variável de

resposta; a direção utilizada para medir a rugosidade de uma peça retificada pode resultar em

valores equivocados a respeito da qualidade superficial da peça; os corpos de prova que

apresentaram sinais de queima tiveram os piores resultados de rugosidade Rax e Ray, força

normal, força tangencial e microdureza.

Palavras-chave: Retificação plana, SAE 52100, Rugosidade, Força, Microdureza.

Gomes, M. O., Study of influence of the cutting parameters in the tangential plane

grinding of the 52100 SAE steel using silicon carbide grinding wheel. Thesis (Master

Degree) – Federal University of São João del-Rei, São João del-Rei, 2016.

ABSTRACT

Grinding is a mechanical machining process by abrasive tool (wheel) widely used in industry

due to high geometric and dimensional accuracy which provides to workpiece. From sheets of

paper to components of aerospace turbines, the great majority of products have passed or were

manufactured by equipment that passed through the grinding process. The mastery of grinding

techniques, however, is recognizably lower if compared to conventional processes such as

turning, milling and drilling. Thus, the work that will be presented, intended to enhance the

scientific technical assets regarding the grinding process. The cutting parameters studies

developed in this work aim to elucidate the SAE 52100 steel behavior front of the grinding

process using silicon carbide grinding wheel. Were evaluated the influences of changes in depth

of cut, feed speed and cutting speed on responses of normal (Fn) and tangential(Ft) force,

roughness in transverse (Rax) and in favor (Ray) of cutting lines and microhardness. The major

conclusions were: the increase in depth of cut resulted in higher values of all output variables

results; the results of the workpiece feed speed were similar to those obtained for the variation

of the depth of cut, except by the fact that the result of normal force was not significantly

affected; the increasing in cutting speed resulted in lower normal force values, having

influenced no other response variable significantly; the direction used to measure the

roughness of a ground part can result in mistaken values regarding the workpiece surface

quality; the specimens that showed marks of burning had the results of Rax and Ray roughness,

normal and tangential force and microhardness aggravated.

Key-words: Flat grinding, SAE 52100, Roughness, Force, Microhardness.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1: Esquema do processo de dressagem (Fonte: KHENAIFES, 2006) ................... 8

Figura 2: Operações de retificação (Fonte: Adaptado OLIVEIRA, 1988) ..................... 10

Figura 3: Grandezas elementares de uma retificadora sem centro de mergulho (Fonte:

Adaptado KÖNIG e KLOCKE, 2005) ..................................................................................... 12

Figura 4: Grandezas elementares de uma retificadora sem centro de passagem (Fonte:

Adaptado KÖNIG e KLOCKE, 2005). .................................................................................... 13

Figura 5: Forças na Retificação Plana (Fonte: Autoria própria) ..................................... 21

Figura 6: Detalhamento do modo de operação do indentador Vickers (Fonte: CIMM,

2016) ......................................................................................................................................... 26

Figura 7: Corpo de prova preparado para os experimentos (Fonte: Autoria própria). .... 29

Figura 8: (a) Centro de usinagem Romi Discovery 560, (b) Rebolo acoplado ao suporte

já balanceado e fixada ao centro de usinagem (Fonte: autoria própria) ................................... 30

Figura 9: Sistema de fixação do corpo de prova (Fonte: Autoria própria). .................... 32

Figura 10: Sistema montado para a realização dos experimentos (Fonte: Autoria própria).

.................................................................................................................................................. 33

Figura 11: Diagrama e equipamentos utilizados nos ensaios de força (Fonte: Autoria

própria). .................................................................................................................................... 36

Figura 12: Perfilômetro Taylor Hobson modelo 131C (Fonte: Autoria própria)............ 37

Figura 13: Direções de medição dos ensaios de rugosidade (Fonte: Autoria própria). .. 37

Figura 14: Microdurômetro Mitutoyo® MVK-G1 (Fonte: Autoria própria). .................. 38

Figura 15: Disposição dos ensaios de microdureza (Fonte: Autoria própria). ................ 39

Figura 16: (a) Ensaio sem presença de queima; (b) Ensaio com a presença de queima

(Fonte: Autoria própria)............................................................................................................ 40

Figura 17: Gráficos de Resíduo para Rax (Fonte: Autoria própria). ............................... 41

Figura 18: Gráfico de Efeitos Principais para Rax (Fonte: Autoria própria). .................. 41

Figura 19: Gráfico de Interações para Rax (Fonte: Autoria própria). ............................. 41

Figura 20: Gráfico de média dos valores de rugosidade na direção transversal de corte


Figura 21: Gráfico de Resíduos para Ray (Fonte: Autoria própria). ............................... 41

Figura 22: Gráfico de Efeitos Principais para Ray (Fonte: Autoria própria). .................. 41

Figura 23: Gráfico de Interações para Ray (Fonte: Autoria própria). ............................. 41

Figura 24: Gráfico de média dos valores de rugosidade na direção das linhas de corte


Figura 25: Perfil da superfície retificada (Fonte: Autoria própria). ................................ 41

Figura 26: Gráfico de Rax para Vc=16m/s, Vf=1,08m/min e ap=100μm (Fonte: Autoria

própria). .................................................................................................................................... 41

Figura 27: Gráfico de Rax para Vc=16m/s, Vf=1,08m/min e ap=100μm (Fonte: Autoria

própria) ..................................................................................................................................... 41

Figura 28: Gráfico de Resíduo para Força Média Normal (Fonte: Autoria própria). ..... 42

Figura 29: Gráfico de Efeitos Principais para Força Média Normal (Fonte: Autoria

própria). .................................................................................................................................... 42

Figura 30: Gráfico de Interações para Força Média Normal (Fonte: Autoria própria). .. 42

Figura 31: Média dos Valores de Força Média Normal (Fonte: Autoria própria). ......... 42

Figura 32: Gráfico de Resíduo para Força Média Tangencial (Fonte: Autoria própria). 42

Figura 33: Gráfico de Efeitos Principais para Força Média Tangencial (Fonte: Autoria

própria). .................................................................................................................................... 42

Figura 34: Gráfico de Interações para Força Média Tangencial (Fonte: Autoria própria).

.................................................................................................................................................. 42

Figura 35: Média dos Valores de Força Média Tangencial (Fonte: Autoria própria). ... 42

Figura 36: Gráfico de Resíduo para Microdureza (Fonte: Autoria própria). .................. 42

Figura 37: Gráfico de Efeitos Principais para Microdureza (Fonte: Autoria própria). ... 42

Figura 38: Gráfico de interações para Microdureza (Fonte: Autoria própria). ............... 42

Figura 39: Média dos Valores de Microdureza (Fonte: Autoria própria). ...................... 42

LISTA DE TABELAS

Tabela 1: Propriedades dos materiais abrasivos (adaptado MALKIN et al., 2008) .......... 5

Tabela 2: Composição química do aço SAE 52100 (Fonte: Norma ASTM A295, 2010)

.................................................................................................................................................. 28

Tabela 3: Ordem de execução do primeiro bloco de experimentos (Fonte: Autoria

própria). .................................................................................................................................... 34

Tabela 4: Análise de Variância para Rax (Fonte: Autoria própria). ................................ 41

Tabela 5: Análise de Variância para Ray (Fonte: Autoria própria). ................................ 41

Tabela 6: Análise de Variância para Força Média Normal (Fonte: Autoria própria). .... 42

Tabela 7: Análise de Variância para Força Média Tangencial (Fonte: Autoria prorpia).

.................................................................................................................................................. 42

Tabela 8: Análise de Variância para Microdureza (Fonte: Autoria própria). ................. 42

Tabela 9: Resultados obtidos no primeiro bloco de experimentos (Fonte: Autoria própria).

.................................................................................................................................................. 56

Tabela 10: Resultados obtidos no segundo bloco de experimentos (Fonte: Autoria

própria). .................................................................................................................................... 56

Tabela 11: Resultados obtidos no terceiro bloco de experimentos (Fonte: Autoria própria).

.................................................................................................................................................. 57

LISTA DE EQUAÇÕES

Equação 1: Profundidade de corte (Fonte: MALKIN et al., 2008). ................................ 13

Equação 2: Velocidade de corte (Fonte: GRAF, 2004). ................................................. 14

Equação 3: Velocidade de avanço (Fonte: GRAF, 2004). .............................................. 14

Equação 4: Espessura equivalente de corte (Fonte: GRAF, 2004). ................................ 15

Equação 5: Comprimento de contato (Fonte: MALKIN et al., 2008). ........................... 15

Equação 6: Espessura máxima de cavaco teórica (Fonte: BIANCHI, 1992). ................. 15

Equação 7: Potencia de corte (Fonte: MALKIN et al., 2008). ........................................ 16

Equação 8: Potência em função da velocidade de corte (Fonte: MALKIN et al., 2008).

.................................................................................................................................................. 16

Equação 9: Energia Específica de Corte (Fonte: MALKIN et al., 2008) ....................... 16

Equação 10: Velocidade de Corte (Fonte: MALKIN et al.,2008) .................................. 16

Equação 11: Formula para cálculo de dureza (Fonte: Paula, 2007) ................................ 24

LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS

Letras Latinas Unidade

A0 Área projetada para indentação [mm²]

Ad Profundidade de dressagem [mm]

aed Avanço do dressador [mm]

ap Profundidade de corte [mm]

b Largura do rebolo [mm]

B Ligante tipo Resinóide

Bd Largura de atuação do dressador [μm]

BF Ligante tipo Resinóide reforçado

br Largura do rebolo de arraste [mm]

bs Largura do rebolo de corte [mm]

bs a Região de acabamento [mm]

bs eff Largura efetiva de corte [mm]

C Diamante

d1 Diagonal primaria para medição de dureza [mm]

d2 Diagonal secundaria para medição de dureza [mm]

de Diâmetro equivalente [mm]

Dr Diâmetro do rebolo de arraste [mm]

ds Diâmetro do rebolo [mm]

Ds Diâmetro do dressador [μm]

Dw Diâmetro de peça [mm]

Dw0 Diâmetro inicial da peça [mm]

E Ligante tipo Goma-lasca

F Carga aplicada na indentação [kgf]

Fn Força normal [N]

Ft Força tangencial de corte [N]

G Razão entre volume de material removido por volume de rebolo gasto

H Dureza [HV]

hdr Altura de dressagem [mm]

heq Espessura equivalente de corte [mm]

Hmax Espessura teórica máxima de cavaco [mm]

L Espaçamento médio entre os grãos abrasivos [mm]

lc Comprimento de contato [mm]

lw Comprimento de peça [mm]

M Ligante tipo Metal

nr Rotação do rebolo de arraste [RPM]

nR Rotação do disco dressador [RPM]

ns Rotação do rebolo de corte [RPM]

nw Rotação da peça [RPM]

O Ligante tipo Oxicloreto

P Potência de corte [W]

Qw Taxa de remoção volumétrica [mm³/s]

R Ligante tipo Borracha

R² Coeficiente de determinação

Ra Rugosidade aritmética média [μm]

Rax Rugosidade média na direção transversal de corte [μm]

Ray Rugosidade média na direção longitudinal de corte [μm]

RF Ligante tipo Borracha Reforçada

Rt Rugosidade de superfície máxima [μm]

Rz Rugosidade média aritmética das leituras máximas pico a vale [μm]

S Ligante tipo Silicato

Sd Passo de dressagem [μm]

u Energia específica de retificação

Ud Grau de recobrimento

V Ligante tipo Vitrificado

Vc Velocidade de corte [m/s]

Vf Velocidade de mergulho ou de avanço do rebolo

Vfad Velocidade de avanço do dressador [m/min]

Vfr Velocidade de avanço radial [m/min]

Vp Velocidade de passagem da peça [m/min]

Vs Velocidade periférica do rebolo [m/s]

Vsd Velocidade de dressagem [m/s]

Vw Velocidade de avanço ou periférica da peça [m/min]

z' Sobremetal [mm]

Letras Gregas

αdr Ângulo de rotação do dressador °

αr Ângulo de inclinação do rebolo de arraste °

β Ângulo de topo da régua de apoio °

δr Ângulo de rotação do rebolo de arraste °

π Pi

Siglas

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

AD Anderson-Darling

AISI American Iron and Steel Institute (Sistema americano para a classificação dos aços)

Al2O3 Óxido de Alumínio

ANOVA Análise de variância

ASTM American Society for Testing and Materials (Órgão americano de normatização)

CBN Cúbico de Boro

CLP Controlador Lógico Programável

CNC Comando numérico computadorizado

DIN Deutches Institut für normung (Instituto Alemão de Normalização)

DOE Design of Experiment (Delineamento de Experimeto)

SAE Society of Automotive Engineers (Sistema americano para classificação de aço-carbono)

SiC Carbeto de Silício

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ........................................................................................................... 1

1.1 Estrutura do Trabalho ....................................................................................... 2

2 REVISÃO DA LITERATURA ................................................................................... 4

2.1 Rebolo ............................................................................................................... 5

2.1.1 Grão Abrasivo ............................................................................................... 5

2.1.2 Granulometria................................................................................................ 5

2.1.3 Ligante ........................................................................................................... 5

2.1.4 Dureza ........................................................................................................... 5

2.1.5 Estrutura ........................................................................................................ 5

2.2 Lubrificação ...................................................................................................... 5

2.3 Dressagem ......................................................................................................... 7

2.4 Retificação Plana .............................................................................................. 9

2.5 Retificação cilíndrica ...................................................................................... 10

2.6 Retificação cilíndrica sem centros (centerless) ............................................... 11

2.7 Parâmetros de Corte ........................................................................................ 13

2.8 Formação de Cavaco ....................................................................................... 15

2.9 Restrições nos processos de retificação .......................................................... 18

2.10 Forças na retificação ....................................................................................... 20

2.11 Rugosidade ...................................................................................................... 22

2.12 Dureza ............................................................................................................. 24

3 MATERIAIS E MÉTODOS ...................................................................................... 27

3.1 Seleção do Material e confecção dos Corpos de Prova .................................. 27

3.2 Seleção do Rebolo .......................................................................................... 29

3.3 Equipamento utilizado para o processo de retificação .................................... 30

3.4 Fluido de Corte ............................................................................................... 30

3.5 Fixação do Corpo de Prova ............................................................................. 31

3.6 Montagem do Experimento ............................................................................ 32

3.7 Parâmetros de corte ......................................................................................... 34

3.8 Planejamento Experimental ............................................................................ 34

3.9 Ensaios Experimentais .................................................................................... 35

3.10 Medição de Força ............................................................................................ 36

3.11 Medição de Rugosidade .................................................................................. 37

3.12 Ensaios de Microdureza .................................................................................. 38

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ............................................................................. 40

4.1 Rugosidade média na direção transversal de corte Rax .................................. 41

4.1.1 Análise Estatística ....................................................................................... 41

4.1.2 Influência da Profundidade de Corte (ap) ................................................... 41

4.1.3 Influência da Velocidade de avanço (Vf) .................................................... 41

4.1.4 Considerações finais sobre os resultados de Rax ......................................... 41

4.2 Rugosidade média na direção das linhas de corte Ray .................................... 41


4.2.2 Influência da Profundidade de Corte (qp) ................................................... 41


4.2.4 Considerações finais sobre os resultados de Ray ......................................... 41

4.3 Força Média Normal (Fn) ............................................................................... 42



4.3.3 Influência da Velocidade de Corte (Vc) ...................................................... 42

4.3.4 Considerações finais sobre os resultados de Força normal (Fn) ................. 42

4.4 Força Média Tangencial (Ft) .......................................................................... 42




4.4.4 Considerações finais sobre os resultados de Força Tangencial (Ft) ............ 42

4.5 Microdureza: ................................................................................................... 42




4.5.4 Considerações finais sobre os resultados de microdureza (mHV) .............. 42

5 CONCLUSÕES ......................................................................................................... 42

6 REFERÊNCIAS ......................................................................................................... 46

7 APÊNDICE ................................................................................................................ 56

CAPÍTULO 1

1 INTRODUÇÃO

A indústria metal/mecânica em geral tem como finalidade a transformação de matéria

prima em produtos acabados prontos para o consumo. Para isso, são necessárias várias etapas

com vários processos de fabricação. Entre estes processos de fabricação, destaca-se a

retificação, que na cadeia produtiva é responsável pela obtenção de altos níveis de qualidades

geométricas, dimensionais e superficiais.

A retificação é um processo de usinagem mecânico que utiliza uma ferramenta abrasiva

em alta rotação, denominada rebolo, para remover material de uma peça que tem uma

velocidade menor. O rebolo é basicamente constituído por grãos abrasivos, agentes ligantes e

porosidade (Malkin, 2008). Visto por um anglo mais técnico, a retificação é um processo de

usinagem com geometria indefinida de corte que remove material na forma de pequenos

cavacos por meio da ação mecânica de grãos abrasivos (HOWES, et.al., 1999).

A remoção de material é promovida através do contato entre a ferramenta abrasiva e a

peça, em que cada grão abrasivo do rebolo age como uma pequena ferramenta de corte

removendo porções de material (Kopac e Krajnik, 2006). E devido à grande quantidade de

arestas cortantes, aliadas a parâmetros adequados de usinagem, é que se consegue obter o alto

grau de qualidade encontrado em peças retificadas (ALAGUMURTHI, PALANIRADJA e

SOUNDARARAJAN, 2007).

Apesar de ser um processo de acabamento muito utilizado na fabricação de componentes

mecânicos, a retificação pode ser considerada como um processo de pouco domínio tecnológico

se comparado aos processos convencionais de usinagem como, por exemplo, torneamento,

fresamento e furação, além de, geralmente, ter a função de solucionar os problemas de

qualidade e tempo de toda a sequência de fabricação (Aguiar et al., 2009; Dotto et al., 2006;

Aguiar et al., 2005). Ou seja, o processo de retificação visa melhorar o acabamento superficial

e garantir a integridade das peças, sendo indesejável a perda de uma peça nesta etapa, pois o

valor agregado ao material nesta fase já é muito elevado devido aos outros processos que o

antecederam (SOARES, 2002).

Segundo Malkin et al. (2008), o processo de retificação requer uma quantidade

significativa de energia para a remoção de material. Durante o processo, esta energia é

transformada em calor, o qual é concentrado dentro da região de corte, e dissipada através da

peça, sendo causadora de vários danos à peça, tais como queima, tensões residuais de tração,

transformação de fase, trincas e redução de resistência à fadiga. Além disso, a expansão térmica

da peça durante a retificação contribui para erros dimensionais e de forma no estado final da

peça.

Ainda segundo Malkin et al. (2008), o processo de retificação acaba por originar tensões

residuais na superfície usinada, afetando o comportamento mecânico do material. As tensões

residuais são induzidas por deformação plástica não uniforme na superfície da peça, provocadas

por deslocamentos de material localizados, uma vez que o mecanismo de formação do cavaco

na retificação inicia-se com tais deformações plásticas.

Outro fator relevante na retificação é a alta complexidade do processo, seu desempenho

é extremamente dependente da habilidade e experiência do operador e das condições de

usinagem. Neste sentido, vários estudos procuram monitorar os parâmetros do processo a fim

de torna-lo mais independente e eficaz.

O estudo de técnicas e parâmetros de retificação fornece resultados importantes para a

otimização e desenvolvimentos das tecnologias disponíveis na retificação. A análise dos

esforços de corte, por exemplo, é de grande importância para o melhor controle do desgaste da

ferramenta abrasiva. Do ponto de vista do material usinado, a avalição das características

superficiais, proporciona um melhor entendimento dos processos que levam a formação da

qualidade final da peça. Consequentemente obtém-se parâmetros de usinagem que visam evitar

danos termo-mecânicos que podem levar à falha do material (MALKIN et al., 2008 e

MARINESCU et al., 2007).

Neste sentido, foi desenvolvido neste trabalho a avaliação da influência dos parâmetros

velocidade de corte, velocidade de avanço e profundidade de corte, no processo de retificação

do aço SAE 52100, utilizando rebolo de carbeto de silício vitrificado.

1.1 Estrutura do Trabalho

O trabalho foi dividido em sete capítulos, a saber:

Capitulo 1 – Introdução: Apresenta a importância do controle dos parâmetros de

retificação, bem como os objetivos principais e a estrutura do trabalho.

Capítulo 2 – Revisão Bibliográfica: discuti as informações técnicas necessárias para a

compreensão do processo de retificação e como os parâmetros de usinagem influenciam nos

resultados de força, rugosidade e microdureza.

Capítulo 3 – Materiais e Métodos: São apresentados os equipamentos utilizados,

preparação dos corpos de prova, sistemas de fixação, planejamento experimental e os

procedimentos utilizados nos experimentos e nos ensaios de força, rugosidade, microdureza.

Capitulo 4 – Resultados e Discussões: Apresenta as análises estatísticas e as discussões

dos resultados obtidos em relação a forças de corte normal e tangencial, rugosidades médias

Rax e Ray e microdureza superficial da peça.

Capítulo 5 – Conclusão: São apresentados de forma resumida os principais resultados e

as conclusões obtidos para a retificação do aço SAE 52100 utilizando rebolo de carbeto de

silício.

Capítulo 6 – Apresenta as referências bibliográficas utilizadas no desenvolvimento do

trabalho.

CAPÍTULO 2

2 REVISÃO DA LITERATURA

A usinagem por abrasão tem como base a remoção de material por grãos não metálicos e

duros, diferentemente dos processos de usinagem com geometria definida. Tais grãos

apresentam forma não regular e constituem parte de uma ferramenta de corte com geometria

não definida. O uso da abrasão para remoção de material foi registrado pela primeira vez no

antigo Egito (2000 a.C.), porém o uso industrial teve início apenas no ano de 1860 (MALKIN

et al., 2008).

O processo de retificação é, na manufatura, um dos processos mais importantes existentes.

Esta importância é deve-se ao fato da maioria dos produtos industrializados ser depende deste

processo para garantir a sua qualidade, melhorando a fabricação de componentes industriais,

ou mesmo para a garantia de precisão dos maquinários utilizados nos principais processos de

fabricação (MALKIN et al., 2008).

A retificação utiliza de uma ferramenta com múltiplas arestas de corte e com forma não

definida, e é utilizada para melhorar o acabamento superficial das peças. Estas ferramentas são

chamadas de rebolo, que tem, em sua constituição, grãos abrasivos e aglomerantes. Este padrão

de ferramenta remove pequenos cavacos da peça, e, por isso, garante a qualidade de acabamento

superior em relação ao torneamento, por exemplo (AGOSTINHO, 2004).

O objetivo do processo de retificação é o melhoramento da qualidade superficial da peça.

É um processo de grande importância e precisão, pois é feito em um momento em que o valor

agregado do produto já está muito elevado (SOARES; OLIVEIRA, 2002).

A retificação tem relevância na indústria metal-mecânica pela capacidade de atingir

tolerâncias dimensionais e geométricas que não são obtidas por outros tipos de usinagem com

ferramentas de forma definida. Apresenta como ponto negativo em relação às usinagens

convencionais o fato de ter eficiência baixa, ou seja, há um alto consumo energético para pouca

remoção de material (MACHADO, 2009).

2.1 Rebolo

Rebolo é uma ferramenta abrasiva com geometria indefinida da cunha de corte, composta

por grãos abrasivos duros, material ligante e porosidade. Os rebolos podem ser fabricados em

diversas formas e serem usados para diferentes aplicações. O processo de fabricação consiste

na fundição do aglomerante, neste estado, une os grãos abrasivos, e sob pressão são colocados

na forma desejada de rebolo para o resfriamento. Nesta junção surgem espaços vazios no corpo

do rebolo que são denominados de poros. Aparentemente indesejado, os poros têm grande

importância no processo de refrigeração, lubrificação e limpeza da zona de corte. Durante o

processo de retificação pequenos cavacos são levados e fluido de corte adicionados à região de

corte garantindo um melhor acabamento superficial da peça. (MACHADO et al., 2009).

Os rebolos são especificados internacionalmente segundo norma DIN 69100 (1988),

nacionalmente segundo ABNT NBR ISO 603-x (2013) e tem suas composições classificadas

de acordo com o tipo de grão abrasivo, granulometria, liga, grau de dureza e estrutura. Segundo

Malkin et al. (2008), dentre os materiais ligantes, quatro são predominantemente utilizados:

vitrificado, resinóide, elástico e metálico. Quanto aos materiais abrasivos que são utilizados,

destacam-se o óxido de alumínio (Al2O3), carbeto de silício (SiC), nitreto cúbico de boro (CBN)

e o diamante (C).

2.1.1 Grão Abrasivo

2.1.2 Granulometria

2.1.3 Ligante

2.1.4 Dureza

2.1.5 Estrutura

2.2 Lubrificação

Fluidos de corte não tem uma classificação padronizada, variando de acordo com o

fabricante. Segundo Machado et al. (2009), os fluidos de corte têm quatro principais funções.

São elas: lubrificação, refrigeração, remoção de cavacos da zona de corte e proteção da

máquina-ferramenta e da peça contra oxidação; dentre as quais destaca-se a lubrificação e a

refrigeração.

A lubrificação, utilizada em processos com velocidades mais baixas, tem a função de

reduzir atrito e área de contato rebolo-peça. Em processos de alta velocidade de corte, a

refrigeração através do fluido de corte tem função de trocar calor do processo ao ambiente

externo e reduzir a temperatura. Experimentalmente é possível afirmar que a capacidade de

refrigeração de um fluido, diminui com o aumento da velocidade e profundidade de corte

(SHAW, 1951).

Os fluidos de corte podem ser aplicados nos estados sólido, líquido e gasoso. Os sólidos,

que hoje têm uso limitado, trabalham com intenção de diminuir o coeficiente de atrito entre

ferramenta e o cavaco. A aplicação é feita na saída da ferramenta e exige interrupção do

processo para reaplicação. (MACHADO et al., 2009)

No campo dos gasosos o mais utilizado é o ar comprimido, que exerce função de remoção

de cavacos. Quando utilizados em temperaturas negativas e sob pressão, apesar de

economicamente inviáveis, os gases apresentam bons resultados com relação à redução do

desgaste do rebolo, prolongando, assim, a vida da ferramenta (SHAW, 1982).

Fluidos de corte líquidos são os mais utilizados e são classificados em três tipos: óleos,

emulsões e soluções. Os óleos têm como composto o óleo mineral com ou sem aditivos e

apresentam base parafínica (BIANCHI, 2004). A utilização de óleos de corte resulta, na maioria

dos casos, em melhor relação “G” (razão entre volume de material removido por volume de

rebolo gasto), menor força de corte e melhor qualidade superficial quando comparado aos óleos

solúveis (soluções compostas por água, óleos e agente emulsificante). Tal fato se deve à melhor

capacidade de lubrificação dos óleos de corte (DINIZ, 2004).

Emulsões abrangem fluidos emulsionáveis e semissintéticos. São bifásicos compostos de

óleo mineral e água na proporção que pode variar de 1:10 a 1:100, além de agentes

emulsificantes. Os agentes emulsificantes são usados para garantir a uniformidade da mistura

ao reduzir o óleo mineral a pequenas partículas. Apresentam menor capacidade de lubrificação

e maior de refrigeração em relação aos óleos integrais (GONÇALVES NETO, 2008).

Semissintéticos contêm baixas quantidades de óleo mineral, são utilizados em misturas com a

água, formando, assim, uma emulsão muito fina (microemulssão), semelhante as soluções

(RUNGE e DUARTE, 1993).

As soluções são compostos monofásicos de água e óleos que se dissolvem totalmente.

Precisam de agente emulsificantes, pois devido a reações, os compostos formam fases únicas.

São transparentes, o que ajuda no momento da operação de corte, pela boa visibilidade e têm

características anticorrosivas e de refrigeração. Alguns, mais complexos, apresentam

qualidades para todos os usos: lubrificante e refrigerante (MACHADO et al., 2009).

2.3 Dressagem

A dressagem é a operação de afiação dos rebolos, que visa reaver a capacidade de

remoção de material pelo rebolo gerando novas arestas de corte. Pode ser feita de várias formas

a depender do tipo de dressador. Oliveira (1989), definiu três principais funções de uma

dressagem:

• Obtenção de concentricidade, entre superfície de trabalho e eixo central do rebolo;

• Perfilamento da face de trabalho;

• Remoção dos grãos que perderam afiação.

Retificadoras modernas já possuem sistema de dressagem simultâneo à atividade do

rebolo. Porém, na maioria dos equipamentos existe a necessidade de suspender o

funcionamento para que o processo seja realizado.

A determinação do momento certo para a operação de dressagem é de grande importância,

pois influi no custo e no tempo total de um processo. Quando feita antes que haja um desgaste

mínimo do rebolo, os custos de produção aumentam devido à retirada de grãos ainda com

capacidade de corte, paralização da máquina e a consequente perda de tempo produtivo. O

panorama contrário também é deficitário. Para dressagem tardia o problema consiste em operar

um rebolo sem capacidade de corte, o que pode danificar a peça retificada (MACHADO et al.,

2009).

Segundo Diniz (2004) e Konig e Klocke (2005), o processo de dressagem gera uma

fratura dos grãos abrasivos, e com isso, dois efeitos surgem: macro efeito e micro efeito. O

macro efeito tem constituição em função do formato do dressador, da profundidade e do passo

de dressagem. Essa consequência da dressagem define a posição a qual os grãos abrasivos

assumirão. A Figura 1 mostra como acontece o macro efeito, e as variáveis que fazem parte do

mesmo, respeitando a seguinte legenda: Sd: passo de dressagem; Bd: largura de atuação do

dressador; Ad: profundidade de dressagem.

Figura 1: Esquema do processo de dressagem (Fonte: KHENAIFES, 2006)

Micro efeito é uma consequência do processo de dressagem em que grãos já desgastados

e sem aresta de corte são removidos e grãos não totalmente gastos são fraturados, para que

então, novas arestas de corte surjam (DINIZ, 2004).

Para melhor entendimento dos parâmetros de dressagem é possível quantificar o processo

em função da razão entre largura de atuação (Bd) e passo de dressagem (Ad). Segundo Machado

et al. (2009), o resultado do cálculo, conhecido como grau de recobrimento “Ud”, pode ser

interpretado da seguinte forma:

• Para Ud < 1, o dressador não opera por toda a superfície de trabalho e, portanto, deixa

espaços com grãos gastos no rebolo;

• Para Ud = 1, o processo é feito por toda a superfície de trabalho, atingindo a maioria

dos grãos abrasivos, e produz uma rosca no rebolo deixada pelo dressador de largura igual

ao passo “Ad”;

• Para Ud > 1, o processo é feito por toda a superfície de trabalho, gera roscas finas e mais

grãos ativos se comparado com as outras duas situações. Neste caso, é possível observar

uma melhoria no acabamento da peça retificada, e maior agressividade do rebolo.

As ferramentas de dressagem devem ser mais duras que o material do rebolo para que

seja possível executar o processo. Por este motivo, normalmente são utilizadas ferramentas de

diamante para dressar rebolos convencionais. As ferramentas de dressagem são classificadas de

duas formas e se diferem quanto ao modo de ação: estática ou rotativa (KÖNIG, 1997).

Ferramentas estáticas tem como característica apenas o movimento de translação e têm

um modus operandi semelhante a um torno. Nesta comparação o rebolo seria a peça a ser

torneada e o dressador a ferramenta de corte. O rebolo fica em rotação e a ferramenta de

dressagem, geralmente fixa à mesa, se aproxima com velocidade constante (Vsd). Ao entrar em

contato com o rebolo e atingir a profundidade de dressagem “Ad” definida, continua em

velocidade constante até dressar toda a largura do rebolo (KHENAIFES, 2006).

Ferramentas rotativas podem funcionar de duas maneiras: com o mesmo perfil do rebolo

ou percorrendo o disco dressador sem perfil pelo rebolo; ambas têm a função de determinar o

perfil. Estas ferramentas são feitas de material abrasivo, e a escolha do material do dressador

varia com o material do rebolo: grãos finos são utilizados para dressar diamantados, enquanto

grãos grossos para outros rebolos (CATAI, BIANCHI e AGUIAR, 2002).

2.4 Retificação Plana

A retificação, em outros tempos, exercia meramente a função de acabamento de peças,

mas hoje, tem função em várias etapas da fabricação (Shaw, 1996).

A partir de milhares de arestas de corte, geradas pelos grãos que formam o rebolo, a

retificação consegue atingir grandes níveis de acabamento e qualidade superficial da peça

(ALAGUMUTHI, PALANIRADJA e SOUNDARARAJAN, 2007). Marinescu et al. (2007),

definiu características positivas e negativas do processo de retificação. Dentre as positivas, está

a baixas tolerâncias obtidas pelo processo, a possibilidade de uso para materiais duros ou

frágeis, entre outras. Negativamente destacam-se o dano térmico no material e o difícil domínio

sobre a rugosidade da peça.

As formas de retificação consistem todas na mesma base: o rebolo pressiona a peça, de

forma a conseguir uma remoção de material desejada (LINDSAY, 1995).

A Figura 2 mostra um esquema de funcionamento dos tipos de retificação.

Figura 2: Operações de retificação (Fonte: Adaptado OLIVEIRA, 1988)

A retificação plana é utilizada com a peça passando por um plano horizontal que entra

em contato com um rebolo em rotação. Com este tipo de retificação, são feitas superfícies

planas, perfiladas e angulares na peça (KRAR, 1995).

O processo é feito dentro de um tempo total. Este tempo é medido a partir da somatória

do tempo demandado para cada etapa da retificação. O processo começa com a colocação da

peça na máquina e termina com a saída da peça da máquina (OLIVEIRA, 1989).

A retificação é um processo caro, e, portanto, é importante otimizar o tempo para reduzir

custos. Tal objetivo pode ser alcançado a partir de tempo improdutivos do processo, como, por

exemplo, nos movimentos passivos, onde não há remoção de material (Baldo, 1994).

2.5 Retificação cilíndrica

A retificação cilíndrica é classificada segundo a norma DIN 8589. Esta norma divide em

retificação cilíndrica externa e interna. No caso da externa, há quatro outras subdivisões:

tangencial de mergulho, tangencial de passagem, lateral de mergulho e lateral de passagem. Ao

tratar de retificação cilíndrica interna, tem-se duas subdivisões: tangencial de mergulho e

tangencial de passagem.

Nussbaum (1988), caracterizou a retificação externa de mergulho como um procedimento

de alta produtividade, onde é possível aplicar em peças de vários diâmetros. Este tipo de

operação é feita sobre toda a peça e é realizado sem movimentos longitudinais necessitando

apenas do movimento em mergulho no sentido radial do rebolo (BALDO, 1994).

A retificação cilíndrica externa de mergulho é feita a partir de um ajustamento inicial para

avanço radial e certa velocidade de mergulho. Com o início do processo, forças surgem e tem

relação com a penetração. Neste caso, o conjunto formado pela máquina rebolo e peça deforma-

se proporcionalmente à força normal. A remoção de material irá causar uma distorção entre a

posição instantânea do rebolo e sua posição real. Para que a retificação seja concluída com

sucesso, é necessário fazer a correção desta posição a cada número certo de voltas (MALKIN,

2008).

2.6 Retificação cilíndrica sem centros (centerless)

No caso de uma peça cilíndrica longa e fina, a pressão da ferramenta abrasiva (rebolo)

pode fletir e prejudicar a peça devido à distância longa dos contrapontos. Uma peça curta não

pode ser bem retificada, devido à proximidade dos contrapontos. A retificação cilíndrica sem

centros surge para resolver o problema de trabalhar com peças cilíndricas de difícil operação

(DINIZ, 2004; ROSSI, 1970).

O processo de retificação cilíndrica sem centros pode ser dividido de duas formas:

• Mergulho;

• Passagem.

A retificação sem centros de mergulho é aplicada sobre peças que possuem

irregularidades com relação ao diâmetro, a forma ou outras. Este tipo de retificação limita o

tamanho da peça a largura do rebolo de corte (GONÇALVES NETO, 2008).

Este tipo de retificação tem como característica a não movimentação axial da peça. Para

o desenvolvimento da operação, o rebolo de arraste é posicionado paralelo ao rebolo de corte.

A remoção de material acontece com o avanço da mesa do rebolo de arraste, que acontece

perpendicularmente ao eixo da peça, para pressioná-la contra o rebolo de corte (SCHMIDT,

1989).

A Figura 3 estabelece as grandezas que compõe a retificação sem centros de mergulho.

A retificação sem centro de passagem é utilizada em peças cilíndricas com forma e diâmetro

bem definidos. Neste tipo de retificação, a peça é livre durante todo o processo. A remoção do

material acontece com a passagem da peça pela superfície do rebolo de corte. O percurso da

peça pelo vão de retificação é conduzido pelo rebolo de arraste.

As grandezas que contribuem para a retificação sem centro de arraste estão representadas

na Figura 4.

Figura 3: Grandezas elementares de uma retificadora sem centro de mergulho (Fonte:

Adaptado KÖNIG e KLOCKE, 2005)

Figura 4: Grandezas elementares de uma retificadora sem centro de passagem (Fonte:

Adaptado KÖNIG e KLOCKE, 2005).

2.7 Parâmetros de Corte

Os principais parâmetros envolvidos na retificação plana são: profundidade de corte;

velocidade de corte; velocidade de avanço; espessura equivalente de corte; comprimento de

contato; espessura teórica máxima de cavaco; relação G; rebolo; fluido de corte e dressagem.

A profundidade de corte “ap” está intimamente ligado às forças e temperatura do processo

de retificação, quanto maior o ap, maior serão os esforços de corte e a temperatura na zona de

corte. Este fato se deve à maior área de contato peça/rebolo, e por consequência maior atrito

entre grãos abrasivos e peça. Com maior interação do rebolo com a superfície retificada, cada

grão remove menos material, e por consequência há a formação de cavacos mais finos e

alongados (BIANCHI, 1996). O aumento da profundidade de corte, geralmente, resulta em uma

melhor qualidade superficial na peça (MORGAN, 1993).

A profundidade de corte pode ser definida pela Equação 1.

𝑎𝑝 = 𝜋 . 𝑑𝑤 . 𝑉𝑓

𝑉𝑤

Equação 1: Profundidade de corte (Fonte: MALKIN et al., 2008).

Onde ap = profundidade de corte [mm]; dw = diâmetro da peça [mm]; Vf = velocidade de

mergulho [m/min] e Vw = velocidade da mesa [mm/min].

Velocidade de corte [m/s] (Vs) é também chamada de velocidade periférica do rebolo.

Tem uma grande importância na definição de vida útil da ferramenta abrasiva, além de também

se relacionar com a qualidade superficial da peça (WINTER, 2004).

A velocidade de corte pode ser definida pela Equação 2:

𝑉𝑠 =𝜋 . 𝑑𝑠 . 𝑛𝑠

60 . 1000

Equação 2: Velocidade de corte (Fonte: GRAF, 2004).

Onde Vs = velocidade de corte [m/s]; ds = diâmetro do rebolo [mm]; ns = rotação do

rebolo [RPM].

Velocidade de avanço [m/min] (Vw) é a mesma da mesa na retificação plana. Cavacos de

espessura maiores são gerados a partir do aumento de Vw (GRAF, 2004).

A velocidade de avanço pode ser definida pela Equação 3:

𝑉𝑤 =𝜋 . 𝑑𝑤 . 𝑛𝑤

60

Equação 3: Velocidade de avanço (Fonte: GRAF, 2004).

Onde Vw = velocidade de avanço [m/min]; dw = diâmetro da peça [mm]; nw = rotação

da peça [RPM].

Espessura equivalente de corte [mm] (heq) é o parâmetro da retificação plana que tem por

objetivo mensurar a espessura da camada de material arrancada (LANÇONI, 2008). A

espessura equivalente de corte interage com o processo de retificação, porque está diretamente

relacionado com varáveis de saída do processo, como: força de corte da máquina e rugosidade

da peça. (MALKIN et al., 2008).

A espessura equivalente de corte pode ser definida pela Equação 4:

ℎ𝑒𝑞 = 𝑎𝑝 .𝑉𝑤

𝑉𝑠

Equação 4: Espessura equivalente de corte (Fonte: GRAF, 2004).

Onde heq = espessura equivalente de corte [mm]; ap = profundidade de corte [mm]; Vw =

velocidade de avanço [m/min]; Vs = velocidade de corte do rebolo [m/s].

Comprimento de contato [mm] (lc) está relacionado com o comprimento da interação

rebolo-peça no transcorrer da retificação (DAMASCENO, 2010).

O comprimento de contato pode ser definido pela Equação 5:

𝑙𝑐 = √𝑎𝑝 . 𝑑𝑒

Equação 5: Comprimento de contato (Fonte: MALKIN et al., 2008).

Onde lc = comprimento de contato [mm]; ap = profundidade de corte [mm]; de = diâmetro

equivalente [mm].

Espessura teórica máxima de cavaco (Hmax) é dada pela Equação 6:

𝐻𝑚𝑎𝑥 = 2𝐿

𝑙𝑐 . ℎ𝑒𝑞

Equação 6: Espessura máxima de cavaco teórica (Fonte: BIANCHI, 1992).

Onde Hmax = Espessura máxima de cavaco teórica [mm]; L = espaçamento médio entre

os grãos abrasivos [mm]; lc = comprimento de contato [mm]; heq = espessura equivalente de

corte [mm].

2.8 Formação de Cavaco

Os cavacos em retificação são formados através do cisalhamento do material retificado

pelas arestas de corte do grão abrasivo. É possível afirmar isto, a partir da comparação

microscópica entre os cavacos obtidos na retificação com os outros tipos de usinagem, que

apresentaram resultados com grandes semelhanças (MALKIN et al., 2008).

Os esforços para a remoção de material, e consequente formação de cavaco, estão

associados a potência de corte “P”:

𝑃 = 𝐹𝑡. (𝑉𝑠 ± 𝑉𝑤)

Equação 7: Potencia de corte (Fonte: MALKIN et al., 2008).

Onde P = potência de corte [w]; Ft = Força tangencial de corte [N]; Vs = velocidade

periférica do rebolo [m/s]; Vw = velocidade periférica da peça [m/min].

No cálculo da fórmula de potência da Equação 7, a operação que está entre parênteses

adota a soma quando Vs e Vw estão em direções opostas na região de corte. Adota-se a

subtração, nos casos em que Vs e Vw estão na mesma direção na zona de corte. Outra situação

que corre é o fato de que Vw costuma ser muito menor do que Vs. A fórmula pode, então, ser

resumida a seguinte configuração:

𝑃 = 𝐹𝑡 𝑥 𝑉𝑠

Equação 8: Potência em função da velocidade de corte (Fonte: MALKIN et al., 2008).

Há outro parâmetro associado a potência, a energia específica de retificação (u).

Parâmetro este que se relaciona com a potência através da expressão seguinte:

𝑢 = 𝑃

𝑄𝑤

Equação 9: Energia Específica de Corte (Fonte: MALKIN et al., 2008)

Onde u = energia específica [J/mm³]; P = potência de corte [w] e Qw = taxa de remoção

volumétrica [mm³/s]. Grandeza que é, por sua vez, definida pela equação que segue:

𝑄𝑤 = 𝑎𝑝. 𝑉𝑓 . 𝑏

Equação 10: Velocidade de Corte (Fonte: MALKIN et al.,2008)

Onde Qw = taxa de remoção volumétrica [mm3/s]; ap = profundidade de corte [mm];

diâmetro da peça [mm]; Vf = velocidade de avanço do rebolo [m/min]; b = largura do rebolo

[mm].

Segundo Malkin (2008), a formação de cavaco ocorre em três etapas:

I. Deslizamento;

II. Deformação plástica sem remoção de material – também conhecida como plowing

ou efeito aração;

III. Formação de cavaco propriamente dita.

No processo de corte, o grão abrasivo parte de uma profundidade de corte zero até a

profundidade de corte máxima. Nesta ação, a peça passa por uma parte elástica, seguida pela

parte plástica plowing, e, posteriormente ocorre o cisalhamento do material. Em linhas gerais,

o corte propriamente dito começa quando é atingida a profundidade de corte crítica.

(KHENAIFES, 2006).

A primeira etapa consiste no escorregamento do grão abrasivo sobre a peça retificada,

responsável pela deformação plástica. Esta etapa pode ser agravada pela presença de grãos

abrasivos cegos que deslizam sobre a peça e não removem material. Grãos cegos podem surgir

através de um dressagem pouco agressiva, por desgaste durante o processo de corte, pela adesão

de material da peça peço rebolo, entre outros (MALKIN et al., 2008).

A segunda etapa do processo de formação de cavaco é o plowing. A esta etapa está

associada ao escoamento lateral do material. O escoamento assume forma de cristas ao longo

da trajetória do grão abrasivo e ainda conta com deformação plástica sob a superfície do

material retificado (ABEBE, 1981).

A melhor forma de controlar a deformação plástica é através da alteração dos parâmetros

de velocidade de avanço da peça e da profundidade de corte. A elevação destes parâmetros

resulta no aumento da espessura de cavaco não deformado que, por sua vez, fará com que a

profundidade de corte crítica seja atingida mais rapidamente. E assim, ocorrerá uma diminuição

na quantidade de material atingido pela deformação plástica. Na situação mais extrema em que

o cavaco tende a sua espessura máxima e a deformação plástica tende a zero, é possível dizer

que a energia específica tende à energia específica de retificação (KHENAIFES, 2006).

A terceira fase começa no momento em que o grão abrasivo atinge o valor de penetração

de corte crítico. A penetração de corte crítico exige uma pressão crítica, que é a pressão mínima

para haver remoção de material e formação de cavaco. Este é o momento em que boa parte da

energia do processo passa a ser gasta com o cisalhamento do material da peça (MALKIN et al.,

2008)

Após o cisalhamento do material, o cavaco que foi gerado é removido da zona de corte

pelos poros da ferramenta abrasiva, e é então expulso da mesma através do fluido de corte ou

força centrífuga. A má eficiência na remoção dos cavacos pode gerar perdas na qualidade

superficial da peça, além de elevação na temperatura do processo, aumento na vibração, entre

outros (FERNANDES, 2005).

2.9 Restrições nos processos de retificação

A vida útil de uma ferramenta é determinada a partir do tempo ativo entre vários

dressamentos consecutivos, ou seja, entre o tempo de trabalho da ferramenta. Porém, o mais

comum é medir o tempo de vida a partir da quantidade de material removido entre os vários

dressamentos. O processo de retificação sofre com restrições, que podem influir no tempo de

vida da ferramenta (MALKIN et al., 2008).

As restrições mais comuns são: capacidade de potência da máquina, vibrações, danos

térmicos, desgaste do rebolo, rugosidade e tolerância.

A potência da máquina, geralmente, não é a sua capacidade total, devido às perdas nos

sistemas de transmissão. Para a redução das restrições com relação a potência, e assim facilitar

atingir o limite de potência do eixo, é necessário reduzir a energia específica do processo. Esta

redução pode ser alcançada utilizando um fluido de corte mais lubrificante ou um rebolo mais

macio; outra forma é dressar grosseiramente o rebolo (MALKIN et al., 2008).

Khenaifes (2006), divide a potência de acionamento do motor principal em duas

componentes:

• Potência do motor em vazio (existente devido ao atrito e perdas);

• Potência de corte como decorrência das forças de retificação.

A potência de usinagem é medida a partir da multiplicação da força tangencial e da

velocidade de corte. A elevação da velocidade de corte acarreta na diminuição da força

tangencial e normal, e, na maioria dos casos, no aumento da potência de usinagem, que gera

uma maior temperatura no processo (HELLMEISTER, 2004).

Vibrações podem causar baixa qualidade superficial da peça e limitar a produtividade do

processo. São divididas em duas categorias: forçada e auto excitada (regenerativa). No caso da

primeira, há a possibilidade de redução e até de eliminação da vibração em alguns casos. Ao se

tratar de vibração regenerativa, a eliminação dela não é possível na maioria dos casos, exceto

quando com baixas taxas de remoção. É possível impedir o crescimento da vibração, e assim,

trabalhar por mais tempo sem os efeitos da vibração. Para tal, é necessário a redução das forças

de corte, conseguido através de uma dressagem mais grosseira, baixa friabilidade do rebolo ou

melhor lubrificação (MALKIN et al., 2008).

A zona de retificação está sujeita a altas temperaturas que podem prejudicar e limitar o

processo de retificação. Queima de peças, redução da resistência a fadiga e trincas são eventos

possíveis com este tipo de problema. A redução deste tipo de problema pode ser alcançada com

a redução da potência de corte e o uso de lubrificantes. Análises de transferência de calor

concluíram que o aumento da velocidade de corte com a manutenção da taxa de remoção pode

abaixar a temperatura local, mas isto não se comprova sempre na prática (MALKIN et al.,

2008).

Os processos de retificação estão também sujeitos ao desgaste do rebolo. Esta limitação

está ligada a definição da rugosidade e tolerância da peça. Podem ser classificados em três tipos:

atrito, fratura do grãos e fratura do ligante. Todos estes desgastes acontecem simultaneamente.

A relação G pode demonstrar o desgaste total. Caso forças e temperaturas mais altas possam

ser toleradas, uma forma de reduzir o desgaste é utilizar rebolos mais friáveis. Fluido de corte

também são importantes componentes para aumentar a relação G e reduzir temperatura de

usinagem (MALKIN et al., 2008).

Para Aguiar (1997), a rugosidade de uma peça, tem relação complexa com a característica

superficial da ferramenta abrasiva, interações tribológicas e os parâmetros de retificação. A

retificação é capaz de atender aos processos mais exigentes de rugosidade e tolerância. Nas

situações em que existe restrição de acabamento superficial, é possível elevar a taxa de remoção

de material e preservar o acabamento. Para isto, deve-se utilizar uma dressagem mais fina, e

tomar medidas de precaução que visam adequar o processo sem que ocorra consequências como

força e temperatura maiores (MALKIN et al., 2008).

A tolerância, tanto a dimensional quanto a de forma, são medidas de uma superfície

acabada para outra. Frequentemente são feitas relações diretas entre tolerância e rugosidade

superficial, combinadas em certos pontos de medição. É necessário exigir acabamentos mais

refinados para atingir limites de tolerância mais estreitos. Os elementos de retificação que

influenciam mais na tolerância dimensional, além da rugosidade, são: deflexão da máquina;

variação térmica e consequente distorção e expansão de máquina e peça; vibrações; desgaste

do rebolo. Destes, o que mais atinge a tolerância geométrica é o desgaste de rebolo (MALKIN

et al., 2008).

2.10 Forças na retificação

Considerando a importância dos processos de retificação na cadeia produtiva para a

obtenção de um produto final com o acabamento e tolerância geométrica desejado, vários

estudos são realizados visando qualificar e quantificar os parâmetros controláveis e as

influências desses sobre as variáveis de resposta. Força e rugosidade são, geralmente, as

principais variáveis de resposta para qualificar e gerar informações a respeito dos processos de

retificação.

As forças que atuam na retificação estão relacionadas à qualidade superficial da peça, ao

desgaste do rebolo e à temperatura na zona de corte. Sendo assim, o estudo das forças de

retificação é de grande importância para otimização do processo. Estes estudos, porém, são

limitados pela dificuldade de instalar instrumentos de medição no exato ponto de contato entre

o rebolo e a região retificada (LEE, 2001).

Para Jeong (2002), a medição de forças pode ser feita com um dinamômetro como sensor.

Este tipo de dispositivo apresenta restrições: tem um alto custo e baixa resistência a choques

mecânicos, além de interferir na operação da retificação. Um outro meio para chegar ao valor

estimado das forças é através da utilização equações em função da corrente elétrica do motor

de avanço. Pode-se considerar que as forças surgem na interação rebolo-peça. Na retificação

plana o vetor resultante das forças é formado por força tangencial (Ft) e força normal (Fn). A

Figura 5 identifica a atuação de cada força.

Figura 5: Forças na Retificação Plana (Fonte: Autoria própria)

A força normal, segundo King & Hahn (1986), é essencial para o acabamento superficial

das peças retificadas. Segundo os autores a interação rebolo-peça e a força normal nas últimas

quatro ou cinco revoluções antes do fim da retificação são as que definem um dos parâmetros

de acabamento da peça.

A força tangencial é, geralmente, relacionada ao desgaste do rebolo. A presença de grãos

mais cegos resulta em valores menores de força tangencial. Schwarz (1999), afirma que um

rebolo gasto pode gerar um acabamento mais liso, mas como consequência pode o risco de

danos térmicos, trepidação, entre outros. Afirma, ainda, que a partir da força tangencial é

possível calcular parâmetros do rebolo, como desempenho e desgaste.

A partir da medição destas duas forças, é criado um parâmetro para medir a relação de

força de usinagem: Fn/Ft; a força tangencial aparece no mesmo sentido do corte (KÖNIG,

2007). Por esta relação, é possível concluir que o grão com raio menor e com maior afiação,

que tem maior facilidade para o arrancamento de material, gera uma força tangencial maior, e,

portanto, uma relação de força de usinagem menor (GONÇALVES NETO, 2008).

No caso de existirem grãos com raios maiores (maior área plana) e/ou uma lubrificação

em excesso, a previsão é de que a relação de forças aumentará. Tal fato ocorre pelo motivo de

que lubrificação e os grãos nestas condições resultam em menor capacidade de remoção de

cavaco do material, resultando numa força tangencial menor. Estes grãos mais cegos geram

maior deformação plástica e aumento da energia dissipada sobre a peça, que pode comprometer

a qualidade da mesma (KÖNIG, 1980).

Parâmetros importantes para o entendimento das forças envolvidas na retificação são as

velocidades de corte e de avanço. A velocidade de corte maior reduz as forças de retificação.

Isto ocorre porque o número de grãos ativos é maior, e, portanto, o volume de material retirado

é menor (KHENAIFES, 2006). As forças no processo de retificação tendem a aumentar junto

com o aumento da velocidade avanço e profundidade de corte. Tal fato ocorre pela maior área

de contato rebolo-peça, e também, maior espessura de cavaco não-deformado (HOOD, 2007).

A queima do material da peça interfere na qualidade superficial e no módulo das forças.

Na ocorrência da queima, partículas da peça que estão na zona de corte tendem a aderir à

superfície do rebolo. Esta situação faz com que ocorra um desgaste maior da ferramenta

abrasiva, e também, uma elevação das forças de corte (MALKIN et al., 2008).

2.11 Rugosidade

Rugosidade são irregularidades na superfície que caracterizam a peça. Esta característica

da peça, também chamada de erro microgeométrico, influi na resistência à corrosão e à fadiga,

qualidade do deslizamento, aparência, entre outros (Paula, 2007).

Para Schaffer (1988), o acabamento superficial está ligado a combinação de

características que são divididas em rugosidade, ondulações e falhas. Kalpakjian (1995), define

as propriedades que influenciam na determinação do acabamento superficial em sete itens: grau

de acoplamento entre componentes; coeficiente de atrito, desgaste e lubrificação; resistência à

fadiga e corrosão; resistência elétrica e térmica de contato; processamento posterior; aparência

e custo.

A rugosidade pode ser definida a partir da finalidade de uso da peça a ser usinada.

Superfícies que servirão para escoamento de fluidos e/ou que dependem de um acabamento

visual com mais brilho necessitam de uma rugosidade mais baixa, por exemplo. Já superfícies

que funcionam com lubrificação precisam de uma rugosidade especifica para permitir uma

interação da superfície retificada com o fluido lubrificante (ROSA, 2006).

Para a medição da rugosidade são utilizados três parâmetros, classificados em parâmetros

de amplitude (tem relação com altura de pico e profundidade de vale), parâmetros de espaço

(relaciona-se com o espaçamento de desvio do perfil) e parâmetros híbridos (determinados pela

combinação dos outros dois citados). As principais medidas de rugosidade são classificadas

pela ABNT NBR ISO 4287 (2002) como: Ra, Rt, Rz.

Marinescu et al. (2007), define estes parâmetros em:

Rt – rugosidade de superfície máxima -, é a diferença máxima entre a altura do

pico e a profundidade do vale dentro do comprimento de amostragem. A princípio,

Rt é independe da profundidade de corte.

Rz – média aritmética das leituras máximas pico a vale – é feita ao longo de cinco

amostragens individuais comprimentos adjacentes. Os valores Rt e Rz são muito

maiores do que os valores de rugosidade Ra de medições a partir da mesma

superfície.

Ra - desvio aritmético médio – é definido pelo somatório de áreas calculadas

abaixo e acima de uma linha média dentro de um comprimento de amostragem.

O parâmetro de amplitude Ra é o mais adotado para controle de processo. Isto se deve ao

fato da alteração no seu valor caracterizar variações no processo, com destaque para o desgaste

da ferramenta (MUMMERY, 1992).

O fato do parâmetro Ra ser uma média calculada, faz com que ele se torne um parâmetro

estável, e assim, justifica-se seu uso em larga escala. Apresenta como desvantagem o fato de

que superfícies muito diferentes podem ter o mesmo valor de Ra, logo, é necessário o uso de

outros parâmetros – como Rt e Rz - para completar a definição de uma superfície (MACHADO

et al., 2009).

A medição da rugosidade é feita a partir do deslocamento de um sensor por uma área a

ser analisada. Normalmente, é feita com um apalpador mecânico de forma normalizada, que se

move verticalmente em relação a uma guia. O apalpador acompanha a rugosidade da peça, e a

guia acompanha as ondulações da superfície. As variações e movimentos da agulha são

captados através da transformação destes em impulso elétrico (PAULA, 2007).

O apalpador tem um certo raio na sua ponta. Esta característica faz com que a medida

perca um pouco da precisão, pois com isto, certas variações topográficas da peça são

despercebidas pelo sistema. Outra característica que reduz a precisão do apalpador é o fato ser

muito pequeno. A partir disto é gerada uma pressão muito grande com forças baixas, o que pode

danificar peças macias (MACHADO et al., 2009).

O acabamento superficial da peça tem relação complexa de dependência com a

dressagem, os parâmetros de retificação e as interações tribológicas peça-abrasivo (XIAO e

MALKIN, 1996). Dentre os parâmetros que influenciam na rugosidade final da peça, tem-se a

velocidade de corte. Ao atingir velocidades de corte elevadas, os grãos arrancam menos

material em volume e com uma frequência maior. Este fato gera uma diminuição da rugosidade

da peça (PAULA, 2007).

A profundidade de corte gera um maior número de grãos ativos e maior tempo de contato

rebolo-peça. Situação que faz com que cada grão remova menos material e gere cavacos mais

finos e alongados. Esta formação de cavaco tem por consequência mais atrito e riscamento.

Estes dois últimos culminam em uma maior temperatura que eleva a rugosidade (BIANCHI,

1996).

A necessidade de se atingir um bom acabamento faz com que outras definições do

processo sejam mudadas para atingir o que é esperado (SHOUCKRY, 1982). Alguns fatores

que reduzem a rugosidade e otimizam o acabamento são: pequenas flexões, redução nos

esforços e vibrações de usinagem; ferramenta e peça corretamente posicionadas; material da

peça livre de defeitos; eixo máquina-ferramenta bem alinhados.

2.12 Dureza

A dureza é a propriedade de um material que mede a resistência a deformação plástica. A

relação se dá de forma que, quanto mais o material resistir a deformação, maior a sua dureza

(MELO, 2014).

A medição consiste, de forma introdutória, na aplicação de uma força do indentador sobre

a superfície de um sólido, e então, o resultado é a razão entre a carga aplicada e a área residual

(SUTERIO, 2005). A equação 5 apresenta a formula utilizada para o cálculo de dureza.

𝐻𝑉 =𝐹

𝐴0

Equação 11: Formula para cálculo de dureza (Fonte: Paula, 2007)

Onde H = dureza Vickers [HV], F = carga aplicada na indentação [N ou Kgf] e A0 = área

projetada da indentação [mm2].

O ensaio de dureza é muito utilizado para fins de controle e constatação de características

superficiais da peça. Isto se dá pela possibilidade de extrair informações de propriedades

mecânicas com rapidez e menor custo (LETA, 2004).

É preciso ficar atento às instruções de medição de dureza, com o objetivo de não alterar

nenhum parâmetro que tem influência direta na medição e assim evitar erros nos resultados. Os

parâmetros são seis: força utilizada nos ensaios, velocidade do penetrador, duração da aplicação

da força, vibração, preparo da superfície do corpo de prova e orientação em relação ao

penetrador (PAULA, 2007).

Segundo Melo (2007), os processos de medição de dureza são divididos em três: risco,

rebote e penetração. A dureza por risco é subdividida em escala Mohs e micro dureza Bierbaum.

A medição por risco não tem grande uso para metais, sendo mais utilizada em minerais. Dentro

da dureza por risco, a mais conhecida é a escala Mohs, que classifica dez minerais pela dureza

com números de 1 a 10, sendo o que tem maior número capaz de riscar todos os inferiores. Na

escala Mohs o diamante é o material que apresenta o maior valor e o talco o material que

apresenta o menor valor de dureza.

A dureza por rebote é classificada em dureza Shore. Este tipo de medição é feito a partir

da soltura de uma barra de aço de peso padrão, 2,5N, com altura também padronizada de

256mm. A barra de aço conta com uma ponta arredondada de diamante ligada a uma mola. O

resultado é obtido no momento em que a barra atinge a superfície do material e é rebatida para

cima; a altura de subida no rebote é a sua dureza. Neste tipo de medição quanto maior a dureza,

maior será o valor final, já que a superfície mais dura absorverá pouco impacto e rebaterá à uma

altura maior. Este tipo de medição de dureza é muito aplicado em materiais poliméricos

principalmente para a medição de dureza em borrachas (MELO, 2007).

A dureza por penetração é dividida em: Brinell, Rockwell, Vickers, micro dureza Knoop

e micro dureza Vickers. Este processo consiste em um penetrador que produz uma pequena

marca na superfície da peça através da aplicação de uma carga. Os testes de micro dureza

baseiam-se na impressão microscópica na superfície do material, a partir de um penetrador de

diamante com cargas abaixo de 1kgf (MELO, 2007).

Ainda de acordo com Melo (2007), a impressão deixada na superfície da peça depende

da geometria do indentador utilizado. No caso da micro dureza Vickers, a impressão deixada é

um piramidal de base quadrada. Outra característica da Vickers é o ângulo de 136º entre as

faces da pirâmide, como pode ser visto na Figura 6.

Figura 6: Detalhamento do modo de operação do indentador Vickers (Fonte: CIMM, 2016)

O método Vickers não deforma e nem inutiliza a peça utilizada ao se a fazer a medição

de dureza. Isto é possível porque as impressões de medição deixadas na peça são extremamente

pequenas. Este tipo de medição pode ser feito em matérias com qualquer espessura. O

penetrador Vickers é feito de diamante, e, portanto, se desgasta muito lentamente, devido à alta

dureza do mesmo. Geralmente, testes de micro dureza são empregados para medição de

camadas finas de material, como por exemplo, coberturas de ferramentas de corte e filmes

protetivos aplicados para utilizações especiais (PAULA, 2007).

Como desvantagem, o método Vickers apresenta uma possível falha na medição para

forças abaixo de 300gf, em razão da recuperação elástica do material. O monitoramento da

máquina de medição Vickers é importante, pois, qualquer falha na velocidade pode gerar

grandes erros no resultado final. É importante observar que as medições são baseadas em

parâmetros diferentes, e, portanto, a comparação de forma direta de uma escala com a outra é

uma situação que merece atenção (PAULA, 2007).

CAPÍTULO 3

3 MATERIAIS E MÉTODOS

Para o desenvolvimento deste trabalho foram realizados testes experimentais no

Laboratório de Usinagem do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal

de São João del-Rei com o objetivo de monitorar o processo de retificação com variação dos

parâmetros de corte e a influência desses sobre os parâmetros de resposta.

Neste sentido, foi selecionada a operação de retificação plana tangencial de passagem e

os seguintes fatores como resposta: Força normal e tangencial de corte, rugosidade e dureza

superficial da peça retificada. Os parâmetros de usinagem serão posteriormente abordados.

Com relação às respostas, os fatores foram selecionados levando em consideração a

influência que têm sobre os principais problemas nos processos de retificação, como desgaste

do rebolo, danos térmicos e defeitos superficiais da peça.

Os próximos tópicos seguem a dinâmica elaborada para o desenvolvimento da parte

experimental do trabalho.

3.1 Seleção do Material e confecção dos Corpos de Prova

Para a seleção do material foram realizadas pesquisas afim de identificar materiais com

grande aplicação na indústria e que comumente passam pelo processo de retificação. Segundo

Marcomini (2012), o aço SAE 52100, nas condições temperado e revenido, tem sido utilizado

amplamente na indústria automotiva para a fabricação de rolamentos, que é um componente

com tolerâncias dimensionais rigorosas e exigência de ótimo acabamento superficial.

Já Mao et al. (2010), que investigaram a camada afetada pelo processo de retificação,

afirmam que outra característica do aço SAE 52100 é o fato deste material recozido não conter

martensita ou austenita antes de passar pela retificação. O que faz da presença destas estruturas,

após a retificação, evidência da transformação de fase durante o processo.

O aço SAE 52100 tem grande capacidade de corte e possuem alta dureza e resistência ao

desgaste, principalmente devido à alta concentração de carbono. A Tabela 2 apresenta os

principais elementos da composição químicas do aço SAE 52100 segundo a norma ASTM

A295 para aço cromo de alto teor de carbono para rolamentos.

Tabela 2: Composição química do aço SAE 52100 (Fonte: Norma ASTM A295, 2010)

Elemento C Mn P S Si Cr Ni Cu Mo

[%] 0,93-

1,05

0,25-

0,45 0,025 0,015 0,15-0,35 1,35-1,60 0,25 0,30 0,10

O material selecionado foi fresado e cortado em forma de prismas com dimensões de

25mm de comprimento, 15mm de largura e 15mm de altura. Posteriormente, foram realizados

o tratamento térmico e a identificação dos corpos de prova.

O primeiro procedimento aplicado aos corpos de prova foi o lixamento de duas faces

opostas. O objetivo é eliminar riscos e marcas da superfície afim de obter um melhor

acabamento superficial da peça, preparando um lado para o ensaio de microdureza, e o outro

como base plana para apoio dos próximos procedimentos.

O lixamento semiautomático foi realizado em uma lixadeira orbital do Laboratório de

Materiais do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del

Rei numa sequência de lixas com granulometria cada vez menor (80, 220, 320, 400, 600, 1200

e 1500), mudando a direção a cada lixa subsequente e mantendo o processo até desaparecerem

os riscos da lixa anterior. Isto foi mantido para a face que foi manipulada durante os

experimentos de retificação, para a face de apoio do corpo de prova o lixamento foi realizado

até a lixa 320.

Finalizado o processo de lixamento, foi utilizado o Perfilômetro Taylor Hobson modelo

131C do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del Rei

para mensurar a rugosidade média “Ra” de todos os corpos de prova para se ter a garantia de

que apresentavam o mesmo acabamento superficial, mantendo-se assim as condições iniciais

idênticas para todos os corpos de prova. O valor médio de Ra das amostras foi de 0,02μm e o

desvio padrão de 0,006μm. Valores que se enquadram na classe mais fina de acabamento

superficial.

O passo seguinte realizado foi a medição de microdureza Vickers “[HV] como valores de

referência para uma posterior avaliação e comparação da microdureza final da peça retificada.

Foram realizadas cinco medições em cada corpo de prova utilizado o microdurômetro

Mitutoyo® MVK-G1 do Laboratório de Materiais do Departamento de Engenharia Mecânica

da Universidade Federal de São João del Rei. Tirou-se a média de cada amostra e o resultado

utilizado como valor de referência para a microdureza de toda a superfície. O valor de

microdureza média das amostras foi de 703HV, com desvio padrão de 9,6HV.

A última etapa da fase de preparação das amostras baseou-se na divisão da face de 25mm,

que foi retificada, em seções de 7mm de largura e a usinagem de um chanfro para facilitar a

entrada do rebolo no início do corte. A Figura 7 ilustra o resultado desta etapa.

Figura 7: Corpo de prova preparado para os experimentos (Fonte: Autoria própria).

3.2 Seleção do Rebolo

Na retificação dos corpos de prova foi utilizado o rebolo de carbeto de silício vitrificado,

granulometria média, considerado mole, estrutura médio aberta, diâmetro externo de 254mm,

25,4mm de largura e 76,2 mm de furo interno. O rebolo possui a especificação técnica

GC100K05V5 e segundo o fabricante, Alcar Abrasivos Ltda., é indicado para retificações

planas de aços extremamente duros e tem velocidade de trabalho de até 60m/s. A Figura 8 (b)

mostra o rebolo já balanceado e fixado ao cabeçote do equipamento de retificação.

Para o condicionamento do rebolo foi utilizado o dressador estático do tipo pontas

múltiplas de diamante. No processo de dressagem foram utilizados velocidade do rebolo de

16m/s, velocidade de avanço de dressagem de 250mm/min e profundidade de dressagem de

10μm.

3.3 Equipamento utilizado para o processo de retificação

O equipamento utilizado para os ensaios foi o centro de usinagem CNC Romi® Discovery

560 do Laboratório de Usinagem do Departamento de Engenharia Mecânica da Universidade

Federal de São João del-Rei.

Figura 8: (a) Centro de usinagem Romi Discovery 560, (b) Rebolo acoplado ao suporte já

balanceado e fixada ao centro de usinagem (Fonte: autoria própria)

Segundo a fabricante o centro de usinagem possui precisão de posicionamento de

0,006mm, sistema de coordenadas com quatro eixos, avanço máximo nos eixos X e Y de

30m/min, avanço máximo no eixo Z de 20m/min, plano de trabalho XY de 560x400mm e

rotação máxima do eixo da arvore de 10.000rpm. Tais características permitiu ao técnico

programador estabelecer com precisão os parâmetros de corte que foram utilizados durante o

processo de usinagem. O equipamento fornece, ainda, informações de velocidade de

deslocamento dos eixos, rotação e carga na arvore do motor, possibilitando ao operador o

monitoramento do processo em tempo real.

3.4 Fluido de Corte

Todos os experimentos foram realizados utilizando fluido de corte em abundância na

forma de emulsão. O sistema do equipamento ROMI Dicovery 560 disponibiliza três bicos,

com jato de fluxo constante, para direcionamento do fluido na zona de corte. O óleo solúvel

sintético biodegradável Bio 100-E foi utilizado em solução aquosa na proporção de 1:20, ou

5%, sendo indicado para processos de usinagem e tem características lubrificante, refrigerante

e anticorrosiva.

A refrigeração durante a usinagem é de grande importância na prevenção de danos

térmicos, principalmente em processo de retificação do aço SAE 52100 que apresenta alto valor

de dureza.

O fluido de corte contribui para a retirada de cavaco durante o processo de retificação.

Possui ainda características que reduzem o atrito no contato entre o rebolo e o material

retificado, proporcionando menores esforços de corte, menor desgaste do rebolo e menor

temperatura na zona de corte.

Em resumo, a aplicação adequada do fluido de corte diminui os danos térmicos e

mecânicos intrínsecos do processo. Dessa forma é imprescindível a escolha e o direcionamento

correto do fluido, afim de se ter um melhor controle da retificação.

3.5 Fixação do Corpo de Prova

Para a fixação do corpo de prova foi desenvolvido um suporte articulado, tipo morsa de

fixação, em aço SAE 1020 que permitiu a troca de amostras e ao mesmo tempo garante uma

acomodação firme durante a usinagem. O suporte foi preso a um dinamômetro de quatro eixos

modelo 9272 da empresa Kistler que, por sua vez, foi fixado em um suporte maior e mais

robusto, garantindo a estabilidade do sistema de aquisição de força.

A Figura 9 ilustra o sistema utilizado para fixar os corpos de prova.

Figura 9: Sistema de fixação do corpo de prova (Fonte: Autoria própria).

3.6 Montagem do Experimento

Para a realização dos experimentos deste trabalho foi montado no Centro de Usinagem

ROMI Discovery 560 do Laboratório de Usinagem do Departamento de Engenharia Mecânica

de São João del Rei o esquema da figura abaixo.

Figura 10: Sistema montado para a realização dos experimentos (Fonte: Autoria própria).

Como pode ser visto na Figura 10 o rebolo foi colocado na posição horizontal. Devido às

restrições de movimento da mesa, foi estabelecido que o movimento de aproximação e

passagem do rebolo fosse executado pelo sistema que dá suporte à ferramenta (cabeçote). Ou

seja, a estrutura de fixação dos corpos de prova permaneceu estática e o cabeçote do rebolo

realizou o avanço sobre a peça. Dessa forma, os deslocamentos nas direções de X e Y do

cabeçote do equipamento foram utilizados para variar a profundidade de corte “ap” e a

velocidade de avanço da peça “Vf”, respectivamente. A variação de velocidade de corte foi

realizada através do controle de rotação do eixo da árvore do motor.

Para a aplicação de fluido de corte foram posicionas três bicos injetores, que se deslocam

junto com o cabeçote do equipamento, em direção à zona de corte. O sistema foi regulado com

vazão de 20l/min à uma distância média dos bicos da peça de 20 à 80mm.

Na parte inferior esquerda encontra-se o dressador preso à uma morsa fixada na mesa do

equipamento. O dressador foi utilizado para o condicionamento do rebolo antes de cada bateria

de experimentos.

3.7 Parâmetros de corte

Durante as pesquisas foram estabelecidos três parâmetros de corte para a avaliação do

processo de retificação do aço SAE 52100 com rebolo de carbeto de silício. Os parâmetros

escolhidos foram profundidade de corte, velocidade de corte e velocidade de avanço da peça.

Todos possuem relação direta com a qualidade final da superfície da peça retificada.

Para a definição dos níveis de cada variável nos experimentos foram realizados testes em

corpos de prova sobressalentes com diferentes parâmetros de usinagem recomendados pela

literatura técnica, afim de avaliar o comportamento em cada processo. Resultados como queima

excessiva e sobrecarga na arvore do motor foram sendo descartados e por fim foi obtido os

seguintes valores para a realização dos experimentos:

• Velocidade de corte – 12m/s e 16m/s;

• Velocidade de avanço – 0,54m/min e 1,08m/min

• Profundidade de corte – 10μm, 50μm e 100mμ.

3.8 Planejamento Experimental

Para a realizar a etapa experimental deste trabalho foi desenvolvido o planejamento de

experimentos (DOE) através do software Minitab 17 com dois fatores de dois níveis, um fator

de três níveis e três repetições, resultando num total de 36 experimentos. Na Tabela 3 pode ser

visto o primeiro bloco de experimentos.

Tabela 3: Ordem de execução do primeiro bloco de experimentos (Fonte: Autoria própria).

Ordem Velocidade de corte Velocidade de avanço Profundidade de corte

4 12m/s 1,08 mm/min 10μm

5 12m/s 1,08 mm/min 50μm

6 12m/s 1,08 mm/min 100μm

1 12m/s 0,54 mm/min 10μm

8 16m/s 0,54 mm/min 50μm

10 16m/s 1,08 mm/min 10μm

2 12m/s 0,54 mm/min 50μm

3 12m/s 0,54 mm/min 100μm

7 16m/s 0,54 mm/min 10μm

11 16m/s 1,08 mm/min 50μm

12 16m/s 1,08 mm/min 100μm

9 16m/s 0,54 mm/min 100μm

Ao se observar mais atentamente a ordem de execução do planejamento, nota-se uma

sequência comum a cada três experimentos. A sequência começa com a menor profundidade

de corte, em seguida tem-se o ap de 50μm e por fim o de 100μm. Este comportamento foi

estabelecido para adequar-se à parte prática do experimento, que não admitia uma sequência

diferente desta devido à objeção do posicionamento do rebolo em relação à amostra.

3.9 Ensaios Experimentais

Os ensaios experimentais foram realizados seguindo a ordem estabelecida pelo

planejamento de experimentos. Porém, antes dos ensaios foram realizados alguns

procedimentos.

O primeiro procedimento realizado antes de cada bloco de ensaios foi a dressagem do

rebolo. Este procedimento visa garantir que o rebolo não se apresentasse deteriorado ou

contaminado por cavacos das operações anteriores antes da realização dos ensaios

subsequentes. Além disso, este procedimento permitiu, teoricamente, que a condição de afiação

do rebolo estivesse igual para todos os experimentos.

Como foi visto no item 3.1, cada corpo de prova foi subdividido em três seções, e então,

cada corpo de prova possuía área suficiente e igual para a realização de três ensaios, um por

seção. Afim de garantir exatidão no processo, a cada corpo de prova foi realizado o zeramento

da ferramenta, e logo após foi feita a pré-retificação da peça. Esta pré-retifica dos corpos de

prova foram realizadas para eliminar possíveis erros no valor da profundidade de corte durante

os ensaios. Vale ressaltar que os parâmetros de corte utilizados nesta etapa foram os mais

conservadores possíveis, com profundidade de corte mínimas, afim de não afetar os resultados

finais.

Realizados os procedimentos preliminares, iniciou-se a execução dos ensaios e para cada

experimento foi atribuído os parâmetros de corte preestabelecidos no planejamento de

experimentos e realizado a retificação no sentido concordante e em um único passe. O

acionamento do fluxo de fluido de corte foi feito antes do rebolo tocar a peça em cada ensaio.

Foi realizado o monitoramento em tempo real da carga da máquina e as variações nas

velocidades de corte e de avanço da peça através do painel CLP do centro de usinagem. Em

todos os ensaios não foram identificadas variações significativas destes parâmetros e que

pudesse comprometer os experimentos durante os testes de retificação.

Após cada ensaio, os corpos de prova eram analisados visualmente afim de identificar

danos térmicos e ou falhas de processo. A presença de queima, identificadas visualmente, foram

anotadas e avaliadas posteriormente. Para a obtenção dos resultados, a aquisição de dados se

deu em três etapas. A primeira foi a medição das forças de corte durante o processo de

retificação. A segunda e a terceira etapa, medição de rugosidade e microdureza, foram obtidas

após a retificação. O procedimento para cada etapa será visto nos próximos tópicos.

3.10 Medição de Força

Para a medição dos esforços de corte, foi acoplado ao suporte dos corpos de prova o

dinamômetro piezoelétrico Kistler modelo 9272 com três canais de força e um canal de torque.

Os sinais do dinamômetro eram amplificados pelo amplificador Kistler 5070A e transmitidos

para o computador equipado com o software DynoWare fornecido pela Kistler®. O software

interpretava os sinais emitidos pelo dinamômetro e gerava um banco de dados com os valores

de força mensurados durante a retificação. Estes dados eram posteriormente transferidos para

planilhas, onde foram manipulados para se obter a força média normal e tangencial dos

experimentos. O diagrama e os equipamentos utilizados para a medição de força estão ilustrados

na Figura 11.

Figura 11: Diagrama e equipamentos utilizados nos ensaios de força (Fonte: Autoria própria).

3.11 Medição de Rugosidade

Com o objetivo de medir a influência dos parâmetros de corte na qualidade superficial da

peça, foram realizados ensaios para análise de rugosidade dos corpos de prova. Os ensaios de

rugosidade foram realizados no Perfilômetro Taylor Hobson modelo 131C do Departamento de

Engenharia Mecânica da Universidade Federal de São João del Rei ilustrado na Figura 12.

Figura 12: Perfilômetro Taylor Hobson modelo 131C (Fonte: Autoria própria).

Foi utilizado o cut-off de 0,8mm para um comprimento de medição de 5mm. Para cada seção

do corpo de prova foram feitas três medições na direção transversal de corte “X” e três medições

na direção longitudinal de corte “Y”, como pode ser visto na Figura 13. Os resultados de

rugosidade média “Ra” foram transferidos para planilhas, onde foram manipulados e realizados

os cálculos das médias de rugosidade de cada ensaio.

Figura 13: Direções de medição dos ensaios de rugosidade (Fonte: Autoria própria).

3.12 Ensaios de Microdureza

Os ensaios de microdureza Vickers foram realizados no microdurômetro Mitutoyo®

MVK-G1 do Laboratório de Materiais do Departamento de Engenharia Mecânica da

Universidade Federal de São João del Rei. Para realizar os ensaios foi utilizado um penetrador

de diamante de forma piramidal, carga de 500gf (grama força), tempo de carga de 20s e lentes

de 55x.

Figura 14: Microdurômetro Mitutoyo® MVK-G1 (Fonte: Autoria própria).

Em cada seção dos corpos de prova foram tiradas três medições de microdureza com

distância de pelo menos 2mm entre si, como pode ser visto na Figura 15. Foi feita a média das

medições de cada seção e os resultados, em HV, transferidos para planilhas onde foram

comparados com a microdureza inicial dos corpos de prova dos respectivos ensaios.

Figura 15: Disposição dos ensaios de microdureza (Fonte: Autoria própria).

CAPÍTULO 4

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES

O primeiro aspecto observado após o processo de retificação foi a aparência do corpo de

prova. Características como integridade e qualidade da superfície usinada foram avaliadas para

identificar se houve queima da peça ou possíveis erros de processo.

A queima do material retificado pode, em muitos casos, ser notado através da percepção

visual e é caracterizado pelo escurecimento da superfície da peça. Neste sentido, foram

detectados sinais de queima em todas as condições de usinagem com profundidade de corte de

100μm. Para condições com profundidade de 50μm os sinais de queima foram mais brandos,

sendo inexistentes para a velocidade de avanço de 0,54m/min. Não foram observadas

características de queima para ap=10μm.

Os fatos observados seguem a afirmativa de que o aumento da profundidade de corte e da

velocidade de avanço aumentam a potência e a força no processo devido a maior área de contato

dos grãos abrasivos e de espessura de cavaco não-deformado, criando uma maior região de

atrito e assim favorecendo queima da peça trabalhada. (Hood et al., 2007)

Segundo Aguiar (1997) e Aguiar (1988), a queima ocorre quando a quantidade de energia

gerada no contato peça/rebolo aumenta temperatura na região de corte que resulta na formação

de uma camada de óxido sobre a superfície da peça. Além disso, segundo Malkin e Cook (1971),

a queima pode ocasionar a adesão de partículas do material usinado nos grãos abrasivos,

aumentado a força de corte e o desgaste do rebolo.

Figura 16: (a) Ensaio sem presença de queima; (b) Ensaio com a presença de queima (Fonte:

Autoria própria).

A Figura 16 (b) ilustra a região onde ocorreu a queima do corpo de prova. Não por acaso,

foi apresentado o ensaio com a condição de usinagem mais severa, ou seja, maior profundidade

de corte, maior velocidade de avanço da peça e menor velocidade de corte. Trata-se da peça

com maior dano térmico visível. Nela, pode-se observar o escurecimento na extremidade de

saída do rebolo (indicada pela seta vermelha), que caracteriza a queima da peça. Neste sentido,

pressupõe-se que a temperatura no final da retificação foi muito maior, à ponto de danificar a

superfície do material. A este fato, tem-se a ideia de que durante o processo parte do calor não

foi dissipado, se acumulando até atingir temperatura suficiente para que ocorresse a queima.

Em direção oposta, a Figura 16 (a), lado esquerdo, apresenta a condição de usinagem com

ótimo acabamento superficial. O corpo de prova retificado com profundidade de corte de 50μm,

velocidade de avanço de 0,54m/min e velocidade de corte de 16m/s foi utilizado para demostrar

uma peça com bom acabamento superficial, pois obteve o melhor resultado de rugosidade, que

será discutido nos dois próximos tópicos.

Finalizada a parte de análise visual, partiu-se para os aspectos mensurados do

experimento. Foram quantificados no corpo de prova valores de Microdureza [HV],

Rugosidade média “Ra”, nas direções longitudinal “Y” e transversal “X” de corte, e durante o

processo de retificação as Forças Normais “Fn” e Tangenciais “Ft”.

4.1 Rugosidade média na direção transversal de corte Rax

4.1.1 Análise Estatística

4.1.2 Influência da Profundidade de Corte (ap)

4.1.3 Influência da Velocidade de avanço (Vf)

4.1.4 Considerações finais sobre os resultados de Rax

4.2 Rugosidade média na direção das linhas de corte Ray


4.2.2 Influência da Profundidade de Corte (qp)


4.2.4 Considerações finais sobre os resultados de Ray

4.3 Força Média Normal (Fn)



4.3.3 Influência da Velocidade de Corte (Vc)

4.3.4 Considerações finais sobre os resultados de Força normal (Fn)

4.4 Força Média Tangencial (Ft)




4.4.4 Considerações finais sobre os resultados de Força Tangencial (Ft)

4.5 Microdureza:




4.5.4 Considerações finais sobre os resultados de microdureza (mHV)

5 CONCLUSÕES

Através desta pesquisa foi observado e discutido o comportamento do processo de

retificação plana tangencial de passagem do aço rolamento SAE 52100, utilizando rebolo de

carbeto de silício vitrificado de granulometria média para as profundidades de corte de 10, 50

e 100μm, velocidades de corte de 12 e 16m/s e velocidades de avanço da peça de 0,54 e

1,08m/min. Dos resultados e revisão bibliográfica podem ser tomadas as seguintes conclusões:

Os parâmetros que mais influenciaram os resultados foram velocidade de avanço (Vf) e

profundidade de corte (ap). Sendo a variação da velocidade de corte (Vc) indiferente para

quatro das cinco variáveis de respostas.

A variação da profundidade de corte (ap) de 10μm para 50μm não alterou os resultados

de rugosidade Rax e Ray. Diferente do ocorrido para ap=100μm, que apresentou

rugosidade com valores na média de 40% maiores para Rax e de 73% maiores para Ray,

dependendo dos outros parâmetros de corte utilizados.

O incremento na velocidade de avanço (Vf) resultou em medições de rugosidade com

valores médios 94% maiores para Rax e 91%, também maiores, para Ray.

A variação dos parâmetros de corte influenciou de forma análoga as duas medidas de

rugosidade, porém com magnitudes diferentes. Foi constatado que a direção utilizada para

mensurar Ray apresentou menos oscilação de picos e vales no perfil superficial da peça.

Em sentido contrário, a oscilação na direção de Rax foi bem mais agressiva, o que tornou

o valor desta rugosidade maior. Ou seja, a direção utilizada para medir a rugosidade de

uma peça retificada pode resultar em conclusões equivocadas a respeito da qualidade

superficial da peça.

Para força média normal (Fn) os fatores que resultaram em diferença nas médias foram

velocidade de corte (Vc) e profundidade de corte (ap). Sendo o incremento na velocidade

de corte (Vc) responsável por uma ligeira baixa na força média normal (Fn), redução

média de 18%. Já o acréscimo na profundidade de corte (ap) resultou em valores de força

normal (Fn) média maiores. Entre os valores de profundidade de corte de 10 e 50μm o

aumento nos resultados de força média foi da ordem de 106%, mas depois ficou menor,

na faixa de 37% para o acréscimo da profundidade de corte de 50 para 100μm.

Os parâmetros que influenciaram os resultados de força média tangencial (Ft) foram

velocidade de avanço (Vf) e profundidade de corte (ap). O acréscimo da profundidade de

corte (ap) de 10 para 50μm provocou um aumento médio de 161% nos valores de força

média tangencial (Ft). E para o acréscimo do ap de 50 para 100μm o aumento médio foi

de 75%.

Para as profundidades de corte (ap) de 50 e 100μm, o incremento na velocidade de avanço

(Vf) elevou os valores de força média tangencial em 59%.

No caso da menor profundidade de corte (ap), ocorreu um comportamento anormal. As

variações de velocidade de corte (Vc) e de avanço (Vf) da peça não causaram alterações

relevantes nos resultados de força média tangencial (Ft). A este fato, foi sugerido que na

profundidades de corte (ap) de 10μm a componente de força por deformação plástica foi

mais predominante que as demais. E assim, independentemente das variações de

velocidade de corte (Vc) e velocidade de avanço (Vf), os valores de força média

tangencial (Ft) se mantiveram num mesmo patamar, em torno de 33N.

Os valores de força normal (Fn) foram em média três vezes maiores que o valores de

força tangencial (Ft). Deste fato, duas conclusões podem ser estabelecidas: A primeira,

que os resultados de força média normal foram significativamente mais afetados pelo

atrito se comparados com os resultados de força média tangencial (Ft). E a segunda, que

pode ser entendida como consequência da primeira, refere-se ao fato do fator velocidade

de corte (Vc) causar pouca variação na quantidade de atrito envolvido no processo, e por

isso não influenciou os resultados de força média tangencial (Ft).

Para microdureza, os parâmetros que tiveram significância na superfície de resposta

foram velocidade de avanço (Vf) e profundidade de corte (ap). O aumento da velocidade

de avanço (Vf) resultou em valores de microdureza na média de 162% maiores. No caso

do incremento na profundidade de corte (ap) os aumentos ficaram em torno de 400% na

relação de 50μm/10μm e 45% para a relação 100μm/50μm.

Os resultados de microdureza revelaram, também, o amolecimento da camada superficial

dos corpos de prova para as condições com menor profundidade de corte (ap) e menor

velocidade de avanço (Vf). Para todas as outras condições foram obtidos resultados que

apontam o endurecimento dos corpos de prova após os experimentos de retificação.

Para os casos em que houve o amolecimento supôs-se a ocorrência do processo de

têmpera do material. Para os demais, a suposição é que tenha se formado uma camada de

martensita na superfície dos corpos de prova, elevando os valores de microdureza.

Os maiores valores de microdureza foram obtidos nas condições de maior velocidade de

avanço (Vf) e maior profundidade de corte (ap). Apesar da não interação entre os fatores

velocidade de avanço (Vc) e profundidade de corte (ap), foi observado uma relação de

agravamento dos efeitos de um fator sobre o outro na superfície da peça.

Os corpos de prova que apresentaram sinais de queima tiveram os resultados de

rugosidade Rax e Ray, força normal e tangencial e microdureza agravados. Pode-se dizer

que os danos térmicos afetam diretamente todas as propriedades superficiais do material

retificado.

Como pode ser observado, no presente trabalho tanto a análise de resultados quanto as

conclusões apresentaram as respostas de forma quantitativa, e não qualitativas. Isto se deve à

diversidade dos processos de fabricação, em que nem sempre os parâmetros que resultam na

menor rugosidade, no menor esforço de corte e na menor variação de microdureza são as

melhores opções a serem utilizadas na retificação de uma peça ou componente. E sendo assim,

este trabalho cumpre a função de enriquecer o acervo cientifico com mais informações acerca

de um processo que ainda se tem pouco domínio.

CAPÍTULO 6

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7 APÊNDICE

Resultados obtidos durante ensaios experimentais

Tabela 9: Resultados obtidos no primeiro bloco de experimentos (Fonte: Autoria própria).

Tabela 10: Resultados obtidos no segundo bloco de experimentos (Fonte: Autoria própria).

ap Vc Vf Ra X (μm) Ra Y (μm) Fn (N) Dureza (HV) Aspecto de queima

10μm 12m/s 1,08m/min 0,3391 0,1405 143,9 69 Não

10μm 12m/s 0,54m/min 0,1089 0,0524 179 57,7 Não

10μm 16m/s 1,08m/min 0,3102 0,089 144,3 50,3 Não

10μm 16m/s 0,54m/min 0,1598 0,053 125,1 -138,3 Não

50μm 12m/s 1,08m/min 0,3979 0,1348 279,7 200 Sim

50μm 12m/s 0,54m/min 0,2631 0,087 272,2 69,3 Não

50μm 16m/s 1,08m/min 0,2939 0,0891 216,1 184,1 Sim

50μm 16m/s 0,54m/min 0,1064 0,0487 255,8 33,1 Não

100μm 12m/s 1,08m/min 0,4548 0,1899 370,1 148,6 Sim

100μm 12m/s 0,54m/min 0,125 0,0972 377,3 62,1 Não

100μm 16m/s 1,08m/min 0,4299 0,232 311,8 107,6 Sim

100μm 16m/s 0,54m/min 0,1374 0,0791 328,3 92,1 Sim

Ap Vc Vf Ra X (μm) Ra Y (μm) Fn (N) Dureza (HV) Aspecto de queima

10μm 12m/s 1,08m/min 0,2179 0,0728 143,5 118,1 Não

10μm 12m/s 0,54m/min 0,1417 0,0602 90,4 -99,9 Não

10μm 16m/s 1,08m/min 0,2012 0,097 94,5 2 Não

10μm 16m/s 0,54m/min 0,0859 0,0279 92,1 52,3 Não

50μm 12m/s 1,08m/min 0,2251 0,1347 309,4 121 Sim

50μm 12m/s 0,54m/min 0,1152 0,0547 274,6 52,5 Não

50μm 16m/s 1,08m/min 0,2007 0,0952 239,2 65,7 Não

50μm 16m/s 0,54m/min 0,1243 0,1045 185 11,7 Não

100μm 12m/s 1,08m/min 0,4058 0,1705 359,1 205,1 Sim

100μm 12m/s 0,54m/min 0,1657 0,0708 317,5 81 Não

100μm 16m/s 1,08m/min 0,4313 0,2632 302,1 189,8 Sim

100μm 16m/s 0,54m/min 0,1584 0,1235 311,3 127,7 Sim

Tabela 11: Resultados obtidos no terceiro bloco de experimentos (Fonte: Autoria própria).

Ap Vc Vf Ra X (μm) Ra Y (μm) Fn (N) Dureza (HV) Aspecto de queima

10μm 12m/s 1,08m/min 0,4041 0,214 135 97,3 Não

10μm 12m/s 0,54m/min 0,1595 0,071 89,1 39,9 Não

10μm 16m/s 1,08m/min 0,2235 0,0922 76,9 32,3 Não

10μm 16m/s 0,54m/min 0,2007 0,1167 99,6 -32,3 Não

50μm 12m/s 1,08m/min 0,3538 0,146 209,6 77 Sim

50μm 12m/s 0,54m/min 0,1631 0,0704 229,4 37,5 Não

50μm 16m/s 1,08m/min 0,2157 0,0916 222,6 272,6 Sim

50μm 16m/s 0,54m/min 0,1725 0,066 225,6 136,4 Não

100μm 12m/s 1,08m/min 0,2585 0,1496 369 212,5 Sim

100μm 12m/s 0,54m/min 0,3617 0,1032 377,5 179,7 Sim

100μm 16m/s 1,08m/min 0,4302 0,2803 296,1 263,6 Sim

100μm 16m/s 0,54m/min 0,2471 0,1155 289 152,3 Sim

estudo da influÊncia dos parÂmetros de corte no … · ao técnico camilo léllis dos santos do...

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