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7º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO 7th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING

20 a 24 de maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - B rasil May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil

© Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2013

FORMAÇÃO DE CAVACO E MICRODUREZA DA PEÇA NO FRESAMENTO DO AÇO VP100 PARA MOLDES

Alessandro Roger Rodrigues, [email protected] Adriana Bruno Norcino, [email protected] 2 Hidekasu Matsumoto, [email protected] Wyser José Yamakami, [email protected] Saimon Vendrame, [email protected] 1USP Campus São Carlos, Av.Trabalhador São-Carlense 400, CEP 13.566-590, São Carlos-SP 2UNESP Campus Ilha Solteira, Av. Brasil Centro 56, CEP 15.385-000, Ilha Solteira-SP 3UFU Campus Santa Mônica, Av. João Naves de Ávila 2121, CEP 38.400-902, Uberlândia-MG Resumo: Este trabalho quantificou o efeito da velocidade de corte, avanço por dente, profundidade de usinagem e estratégia de fresamento (concordante/discordante) no processo de formação de cavaco e na microdureza subsuperficial do aço VP100. Os ensaios foram conduzidos em um centro de usinagem CNC sem aplicação de fluido lubrirrefrigerante. Com base na Análise de Variância (ANOVA), os resultados mostraram que a microdureza da peça após a usinagem é insensível aos parâmetros de corte e à estratégia de usinagem, mas o grau de segmentação e de recalque foram influenciados pelo avanço por dente. A velocidade de corte influiu no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco. O pré-endurecimento do material favoreceu o processo de cisalhamento adiabático na formação do cavaco e, consequentemente, na segmentação das lamelas, fazendo com que o calor, dissipado junto ao cavaco, não influenciasse termicamente a peça. Além disso, o pré-endurecimento restringiu as deformações superficiais mais significativas da peça, evitando o aumento estatístico de microdureza por efeito mecânico. Palavras-chave: fresamento, cavaco, microdureza, moldes, matrizes

1. INTRODUÇÃO

A indústria de moldes e matrizes tem grande potencial de expansão e uma expressiva importância econômica. Segundo Albano (2008), a etapa mais importante na fabricação de um molde é a usinagem de cavidades, pois pode representar 75% do custo total do ferramental e 40% do tempo de fabricação. A eletroerosão e o fresamento são os principais processos utilizados na confecção de cavidades. Ekmekci (2007) cita como desvantagens do processo de eletroerosão a ineficiência do processo através das baixas taxas de remoção do material, danos ao meio ambiente e interferência na integridade superficial da peça. Assim, como alternativa para a confecção de moldes e matrizes destaca-se a usinagem em altas velocidades de corte ou High-Speed Cutting (HSC).

De acordo com Schützer et al (2003), a usinagem HSC é executada com velocidades de 5 a 10 vezes maiores às normalmente utilizadas e com avanços e profundidades de usinagem menores àqueles adotados nas usinagens ditas convencionais. A usinagem HSC proporciona melhor precisão dimensional da peça, qualidade superficial e produtividade. Tais fatores permitem que algumas etapas sejam eliminadas durante o processo produtivo.

A usinagem HSC traz estes benefícios porque altera o mecanismo de formação de cavaco, que tem reflexo direto nos fenômenos de deformação e recalque que ocorrem durante o cisalhamento. Assim, a espessura do cavaco, que pode favorecer ou prejudicar a usinagem, depende do ângulo de saída da ferramenta, do ângulo do plano de cisalhamento e da espessura de corte (Trent, 2000).

Sutter (2005) demonstrou que o acréscimo da velocidade de corte aumentou o ângulo de cisalhamento do cavaco, diminuindo sua espessura. Assis (2010) provou que o fresamento HSC de aços baixo-carbono aumentou o ângulo de cisalhamento, o grau de segmentação e diminuiu o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, o que favoreceu o acabamento da peça, porém aumentou a microdureza da superfície fresada.

Não foram encontradas na literatura técnico-científica pesquisas sobre integridade superficial da peça no fresamento do aço VP100. Este artigo visa contribuir para esta temática, quantificando o efeito da velocidade de corte, avanço por dente, profundidade de usinagem e sentido de corte (concordante/discordante) no grau de recalque, grau de segmentação e no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, bem como na microdureza subsuperficial do aço VP100 empregado na fabricação de moldes, cuja qualidade sub e superficial pode determinar sua vida em serviço.

7º C O N G R E S S O B R A S I LE IR O D E E N GE N H A R IA D E F A B R I C A Ç Ã O 1 5 a 1 9 de A br i l d e 2 0 13 . P e n e d o , I t a t i a i a - R J


2. MATERIAIS E MÉTODOS

Os ensaios foram realizados a seco em um centro de usinagem Romi, modelo Discovery 560. Foram empregados os fresamentos de topo concordante e discordante, com fresa ∅ 25 mm com dois insertos de metal duro (ISO P15) revestidos de Al2O3 e fabricados pela Sandvik Coromant (R390 11 T3 08M-PM 4220). A largura de usinagem e o número de passes foram mantidos constantes, respectivamente, 10 mm e 4 passes. Visando a quantificação estatística dos resultados, foi empregado um experimento fatorial 24 utilizando Análise de Variância (ANOVA), nível de significância de 5% e duas réplicas para cada condição de usinagem. O nível de desgaste da ferramenta, empregando microscopia ótica, foi monitorado visando não influir nos resultados. Os parâmetros de corte são mostrados na Tab. (1).

Tabela 1. Parâmetros de usinagem utilizados nos ensaios de fresamento.

Fatores de controle Condições de Usinagem

C1 C2 C3 C4* C5** C6 C7 C8

Velocidade de corte vc (m/min) 200 200 200 200 450 450 450 450

Profundidade de usinagem ap (mm) 0,5 0,5 2,0 2,0 0,5 0,5 2,0 2,0

Avanço por dente fz (mm/z) 0,1 0,2 0,1 0,2 0,1 0,2 0,1 0,2 * Condição considerada “convencional” ** Condição considerada HSC

O aço VP100 fornecido pela Villares Metals (32 HRC) é um aço microligado ao Cr-Ni-Mn e não possui similares normatizados, sendo descrito como substituto do AISI P20 (DIN 1.2738). É indicado pelo fabricante para confecção de porta-moldes, moldes para injeção de plásticos não clorados, matrizes para extrusão de termoplásticos, moldes para sopro, entre outras aplicações. A principal vantagem deste aço é a uniformidade da sua seção, o que garante na fabricação de moldes que possuem cavidades profundas a integridade da superfície em qualquer parede. Para os ensaios de fresamento, foram empregados corpos de prova de dimensões 15 x 22 x 100 mm.

A microdureza foi medida utilizando-se um ultra-microdurômetro da marca Shimadzu, modelo DUH-211. O método empregado foi o de carregamento-descarregamento, onde aumentou-se a carga até um valor pré-determinado, mantendo-a constante por um período de tempo estabelecido e finalizando com a descarga. Utilizou-se a escala de dureza dinâmica Martens (HMV), com indentador Vickers e carga de 50 mN (5 gf). Um perfil de microdureza na seção transversal à superfície fresada foi obtido contendo 6 indentações equidistantes 20 µm entre si, sendo a primeira impressão a 10 µm da superfície. Além das duas réplicas consideradas nos ensaios de usinagem, foram realizadas 5 medidas de microdureza em cada ponto do perfil.

O estudo do cavaco baseou-se em sua microestrutura e morfologia. Após os ensaios, os cavacos foram embutidos (na seção transversal ao plano de cisalhamento) em baquelite e lixados (220, 320, 400, 600 e 1000), rotacionando 90º o sentido de lixamento a cada troca de lixa. Por fim, foram polidos com alumina (1,0 e 0,3 µm) e pasta de diamante. Para revelar a microestrutura, foi utilizado reagente Nital a 2%, intercalado com polimento em pasta de diamante. As imagens foram registradas com um microscópio óptico Carl Zeiss Jena, modelo Neophot 21 e câmera digital Sony, modelo Cyber-Shot DSC-W80 acoplada. A Figura (1) ilustra o procedimento para medição do ângulo de deformação da microestrutura (η) e do grau de segmentação do cavaco (Gs).

η

α

R

b

90°

extremidade do cavaco

centro do arco

intersecção para a medidado ângulo da microestrutura

reta tangente

reta paralela àmicroestrutura

superfície inferior do cavaco(interface cavaco-ferramenta)

(a) (b)

Figura 1. (a) Medição do ângulo de deformação da microestrutura do cavaco (ηηηη) e (b) determinação do grau

de segmentação do cavaco (Gs).

P

C

m

t



A determinação do ângulo da microestrutura dos cavacos considerou o comprimento circunferencial constante (b) entre a extremidade do cavaco (de espessura próxima de zero) e o ponto (P) de medição do ângulo de microestrutura. Este procedimento necessitou ser estabelecido, uma vez que os cavacos apresentaram raios de curvatura diferentes, dependentes das condições de usinagem empregadas nos ensaios de fresamento. Considerar o comprimento circunferencial (b) constante significa variar o ângulo (α) para raios de curvatura (R) diferentes.

Imagens metalográficas de cavacos representativos das condições de usinagem foram inseridas no software AutoCAD, por permitir ajustar a escala das imagens, medir e traçar com precisão arcos, retas e cotas.

Ajustadas as escalas das fotos, arcos de raio (R) foram posicionados no contorno inferior dos cavacos (interface cavaco-ferramenta), com centros (C) automaticamente definidos pelo software, visando a determinação do ponto (P), através do comprimento circunferencial (b). Portanto, o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco (η) é o ângulo entre a reta (m) paralela à microestrutura e a reta (t) tangente ao arco de raio (R) no ponto (P).

O grau de recalque (Rc) foi obtido pela razão entre a maior espessura do cavaco e o avanço por dente da fresa. A maior espessura do cavaco foi obtida medindo-se em software CAD as imagens de cavacos embutidos por metalografia. 3. RESULTADOS E DISCUSSÃO

A Figura (2) apresenta a influência dos fatores de controle no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco (η). Conforme é observado, a velocidade de corte foi o único parâmetro de corte inversamente proporcional ao ângulo da deformação da microestrutura do cavaco, demonstrando influir estatisticamente na resposta. Os demais parâmetros de corte apresentaram comportamento diretamente proporcional, com destaque à baixa variação da profundidade de usinagem. A maior variação do ângulo de deformação microestrutural do cavaco ocorreu no intervalo de 34º a 39º. Quanto menor η, maior é o ângulo de cisalhamento e menor é o grau de recalque (Ferraresi, 1970).

DiscordanteConcordante

40

38

36

34

450200

2,00,5

40

38

36

34

0,20,1

Corte

ηη ηη (( ((

°° °° )) ))

vc

ap fz

Figura 2. Efeito isolado dos fatores de controle sobre o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco (ηηηη).

A análise estatística quantitativa do ângulo da microestrutura do cavaco é apresentada na Tab. (2). O Quadro

ANOVA ratifica o comportamento qualitativo do efeito da velocidade de corte no ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, uma vez que a Probabilidade de 0,3% (Valor P) foi menor que o nível de significância adotado de 5%. Assim, pode-se afirmar com 95% de confiabilidade que a microestrutura do cavaco é deformada somente pelo efeito da velocidade de corte.

Tabela 2. Quadro ANOVA e Correlação de Pearson (CP) para o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco (ηηηη).

Fator de Controle

Graus de Liberdade

Soma dos Quadrados

Quadrado Médio

Teste F

Valor P

CP

Corte 1 49,50 49,50 1,92 0,177 -

vc 1 280,85 280,85 10,90 0,003 - 0,503

ap 1 0,01 0,01 0,00 0,983 + 0,003

fz 1 82,56 82,56 3,20 0,085 + 0,273

Erro 27 695,90 25,77

Total 31 1108,82



A Tabela (2) também prova, através do Coeficiente de Correlação de Pearson (CP), que a velocidade de corte é inversamente proporcional ao ângulo de deformação da microestrutura, apresentando influência moderada. O Coeficiente de Correlação de Pearson é um número adimensional que varia no intervalo fechado [-1, 1]. Valores negativos e positivos indicam, respectivamente, comportamento inversamente e diretamente proporcional à resposta analisada. Magnitudes próximas aos extremos do intervalo e à nulidade significam correlação forte e fraca, respectivamente. A profundidade de usinagem e o avanço por dente demonstraram comportamento diretamente proporcional ao ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, tendo, entretanto, influência fraca e não validada estatisticamente pelos Valores P maiores que o nível de significância adotado na ANOVA.

O grau de recalque do cavaco (Rc) também foi avaliado, conforme mostra a Fig. (3). Nota-se que três dos quatro fatores de controle são inversamente proporcionais à resposta, sendo o avanço por dente o mais influente, dada a maior variação de Rc em torno da média. O grau de recalque é insensível à profundidade de usinagem e demonstra diminuir com o aumento da velocidade de corte e com o sentido de corte discordante no fresamento. De acordo com a Fig. (3), o menor avanço por dente gerou espessuras de cavaco até 80% maiores que a espessura de corte.


1,8

1,7

1,6

1,5

1,4

450200

2,00,5

1,8

1,7

1,6

1,5

1,4

0,20,1

Corte

Rc (

ad

ime

nsio

na

l)

vc

ap fz

Figura 3. Efeito isolado dos fatores de controle sobre o grau de recalque do cavaco (Rc).

No entanto, somente através da ANOVA é possível avaliar, de fato, quais variáveis de entrada influem estatisticamente no grau de recalque. A Tab. (3) mostra que o grau de recalque somente depende do avanço por dente, pois a Probabilidade (Valor P = 0,3%) é menor que o nível de significância α = 5% adotado na ANOVA. Os demais parâmetros não influem na variável de resposta. Além disso, somente o avanço por dente apresentou correlação com o grau de recalque, sendo a relação considerada moderada (≈ 0,5) e inversamente proporcional (sinal negativo). Esse resultado coincide com o comportamento do avanço por dente mostrado na Fig. (3).

Tabela 3. Quadro ANOVA e Correlação de Pearson (CP) para o grau de recalque do cavaco (Rc).

Fator de Controle

Graus de Liberdade

Soma dos Quadrados

Quadrado Médio

Teste F

Valor P

CP

Corte 1 0,0536 0,0536 0,40 0,531 -

vc 1 0,1726 0,1726 1,30 0,265 - 0,181

ap 1 0,0011 0,0011 0,01 0,927 + 0,015

fz 1 1,4323 1,4323 10,78 0,003 - 0,522

Erro 27 3,5885 3,5885

Total 31 5,2481

A Figura (4) apresenta a influência do sentido de fresamento e dos parâmetros de corte no grau de segmentação do cavaco (Gs). Verifica-se que a profundidade de usinagem e a velocidade de corte não causam diferenças estatísticas na resposta, ao passo que o sentido de usinagem e, especialmente, o avanço por dente são, a priori, influentes. O comprimento das bandas de cisalhamento (h2) alcançou 68% da espessura da lamela para o menor avanço por dente.




0,32

0,30

0,28

0,26

450200

2,00,5

0,32

0,30

0,28

0,26

0,20,1

Corte

Gs (

ad

ime

nsio

na

l)

vc

ap fz

Figura 4. Efeito isolado dos fatores de controle sobre o grau de segmentação do cavaco (Gs).

A ANOVA apresentada na Tab. (4) valida o influência significativa do avanço por dente no processo de segmentação do cavaco, já que P = 3,4% < α = 5%. As demais variáveis de entrada no tratamento estatístico não apresentam significância, nem mesmo a velocidade de corte, que costuma governar junto ao avanço por dente o mecanismo de segmentação de cavacos em condições favoráveis, onde as taxas de cisalhamento são elevadas e as propriedades térmicas da peça são pobres. Novamente, apenas o avanço por dente apresentou correlação (CP) com o grau de segmentação, sendo inversamente proporcional (-) e moderada (≈ 0,4). Também constata-se através do Quadro ANOVA que as correlações da velocidade de corte e profundidade de usinagem com o grau de segmentação são praticamente nulas, resultados estes que coincidem com a Fig. (4).

Tabela 4. Quadro ANOVA e Correlação de Pearson (CP) para o grau de segmentação do cavaco (Gs).

Fator de Controle

Graus de Liberdade

Soma dos Quadrados

Quadrado Médio

Teste F

Valor P

CP

Corte 1 0,001513 0,001513 0,28 0,604 -

vc 1 0 0 0 0,992 - 0,002

ap 1 0,000006 0,000006 0 0,974 + 0,006

fz 1 0,027378 0,027378 5,00 0,034 - 0,393

Erro 27 0,147972 0,147972

Total 31 0,176869

Visando confrontar qualitativamente o processo de formação de cavaco em baixo e alto avanço por dente, dois exemplares de cavaco das condições de fresamento C2 e C5 são apresentados na Fig. (5). Estes cavacos foram escolhidos mesmo tendo sido gerados sob velocidades de corte diferentes, pois somente o avanço influiu estatisticamente no grau de segmentação do cavaco.

Figura 5. (a) Cavaco contínuo (C2) e segmentado (C5).

(a) (b)

h1 h1

h2

Banda de cisalhamento

Lamela

Superfície superior

Interface cavaco-ferramenta



Observa-se que o cavaco C2 (Fig. 5a) é contínuo (sem distinção entre as lamelas de bainita) e mais espesso que o cavaco C5 (Fig. 5b), já que a escala das imagens e a região de medição no cavaco (b) é a mesma (Fig. 1a). A redução na espessura e o acentuado grau de segmentação são nítidos no cavaco C5, pois a superfície superior do cavaco apresenta típica forma de dente de serra e as lamelas, separadas por bandas estreitas de cisalhamento intenso, apresentam pouca deformação.

Estes mecanismos distintos de formação de cavaco foram governados pelo avanço por dente, onde o cavaco é formado adiabaticamente, sem troca de calor por convecção com o meio e por condução com a ferramenta e peça. Apesar de o material da peça não apresentar pobres propriedades térmicas, o processo de formação de cavaco por cisalhamento catastrófico foi influenciado pelo pré-endurecimento da peça, que gerou mais calor e concentrou-o na zona de corte.

Apesar da maior velocidade de corte na usinagem HSC, a integridade superficial da peça pode ser preservada, pois a maior geração de calor na zona de corte é conduzida junto ao cavaco (efeito térmico) e a diminuição da espessura do cavaco minimiza o grau de recalque e a microdureza superficial da peça (efeito mecânico).

O comportamento da microdureza medida a 10 µm abaixo da superfície fresada (na seção transversal da peça) é mostrado na Fig. (6). Nota-se que a velocidade de corte e o avanço por dente foram diretamente proporcionais à microdureza subsuperficial, ao passo que o sentido do corte e a profundidade de usinagem foram inversamente proporcionais. O avanço por dente, a priori, foi o fator mais influente na resposta, uma vez que causou maior variação da microdureza em torno do valor médio. Esta conclusão somente pode ser confirmada através da ANOVA, conforme a Tab. (5).


4100

4075

4050

4025

4000

450200

2,00,5

4100

4075

4050

4025

4000

0,20,1

Corte

Du

reza

(H

MV

)

vc

ap fz

Figura 6. Efeito isolado dos fatores de controle sobre a microdureza subsuperficial da peça fresada.

Verifica-se pelo Quadro ANOVA (Tab. 5) que nenhuma variável de entrada experimental influiu estatisticamente na microdureza subsuperficial da peça fresada, pois os Valores P foram maiores que o nível de significância adotado na análise estatística (α = 5%). Isso significa que a avaliação qualitativa do efeito dos fatores de controle na resposta, como mostrada na Fig. (6), necessita de validação quantitativa, uma vez que o avanço por dente demonstra ser influente visualmente, mas sem significância quantitativa, comprovada pela ANOVA na Tab. (5) (P = 9,6% > α = 5%). Assim, a microdureza subsuperficial da peça fresada é insensível ao sentido de fresamento, velocidade de corte, profundidade de usinagem e avanço por dente, no intervalo de exploração experimental considerado. Como não houve significância dos fatores da resposta, não se faz necessária a análise de correlação entre as variáveis de entrada e saída.

Tabela 5. Quadro ANOVA para a microdureza (HMV) subsuperficial da peça fresada.

Fator de Controle

Graus de Liberdade

Soma dos Quadrados

Quadrado Médio

Teste F

Valor P

Corte 1 18527 18527 0,25 0,618

vc 1 5233 5233 0,07 0,719

ap 1 50058 50058 0,68 0,413

fz 1 211635 211635 2,87 0,096

Erro 59 4350866 73743

Total 63 4636318



Apesar da constatação de não significância dos parâmetros de corte e do sentido de fresamento na microdureza, apresentam-se na Fig. (7) dois perfis de microdureza representativos das condições de usinagem C3 (concordante) e C8 (discordante) para verificação do comportamento da microdureza na subsuperfície fresada.

3000

3500

4000

4500

5000

0 20 40 60 80 100 120

Mic

rod

ure

za (

HM

V0

,00

5)

Profundidade (µµµµm)

Variabilidade: 3,7%

(a)

3000

3500

4000

4500

5000

0 20 40 60 80 100 120

Mic

rod

ure

za (

HM

V0

,00

5)

Profundidade (µµµµm)

(b)

Variabilidade: 4,3%

Figura 7. Perfis de microdureza das amostras usinadas nas condições (a) C3 concordante e (b) C8 discordante.

É possível constatar que a variabilidade das medidas de microdureza para ambas as condições de fresamento foi baixa, não ultrapassando 5% no caso de maior dispersão. Além disso, dois comportamentos distintos podem ser classificados em todos os 32 perfis obtidos: microdureza constante independente da profundidade medida e tendência de aumento a partir do interior do material (≈ 4000 HMV), porém sem validade estatística, dada a variabilidade das medidas, apesar de pequena. As condições de menor avanço por dente tenderam a um perfil constante da microdureza (Fig. 7a) e as de maior avanço, a um perfil crescente da microdureza com a proximidade da superfície fresada (Fig. 7b). Algumas ocorrências de camadas efetivamente encruadas (não superiores a 50 µm de profundidade) foram observadas de forma isolada, não conduzindo à significância na ANOVA. 4. CONCLUSÕES

O aumento da velocidade de corte reduz o ângulo de deformação da microestrutura do cavaco, ao passo que o aumento do avanço por dente diminui o grau de recalque e de segmentação do cavaco. A profundidade de usinagem e o sentido de corte concordante/discordante não afetam o processo de formação de cavaco.

Apesar do aço VP100 não possuir pobres propriedades térmicas, a segmentação do cavaco foi governada por um processo adiabático (cisalhamento catastrófico), em que o calor concentrado na zona de corte devido ao pré-endurecimento do material da peça formou estreitas bandas de cisalhamento com deformação localizada e lamelas com pouca nenhuma deformação bainítica.

O mecanismo de formação de cavaco influiu decisivamente na integridade superficial da peça. O efeito térmico devido ao calor dissipado junto ao cavaco em altas velocidades de corte, associado ao efeito mecânico da menor espessura do cavaco, que fazem respectivamente diminuir o grau de recalque, não causaram variação significativa no perfil de microdureza subsuperficial da peça. 5. AGRADECIMENTOS

À Villares Metal S/A pelo fornecimento do aço VP100, à Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP), à Coordenação de Apoio de Pessoal de Nível Superior (CAPES) e ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq) pelo apoio financeiro e concessão de bolsas de pesquisa. 6. REFERÊNCIAS Albano, A.E., 2008, “Análise comparativa entre os processos de fresamento 3 e 5 eixos para a fabricação de moldes”,

Dissertação, Sociedade Educacional de Santa Catarina, Joinville. Assis, C.L.F., 2010, “Efeito do fresamento com alta velocidade de corte na usinabilidade de aços ferríticos com grãos

ultrafinos”, Dissertação, Universidade Estadual Paulista, Ilha Solteira. Ekmekci, B., 2007, “Residual Stresses and White Layer in Electric Discharge”, Applied Surface Science, Vol. 253, No.

23, pp. 9234-9240. Ferraresi, D., 1970, “Fundamentos da Usinagem dos Metais”, Ed. Edgard Blücher, São Paulo, Brazil, 754 p. Schützer, K. et al., 2003, “Usinagem em Altíssimas Velocidades”, Ed. Érica, São Paulo, Brazil, 114 p. Sutter, G., 2005, “Chip Geometries During High-Speed Machining for Orthogonal Conditions”, International Journal of

Machine Tools and Manufacture, Vol. 45, No. 6, pp. 719-726. Trent, E.M. and Wright, P.K., 2000, “Metal Cutting”, Butterworth Heinemann, Boston, USA, 446 p.



7. DIREITOS AUTORAIS

Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído no seu trabalho.

7º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO 7th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING

20 a 24 de maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - B rasil May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil


CHIP FORMATION AND WORKPIECE MICROHARDNESS WHEN END MILLING VP100 MOULD STEEL

Alessandro Roger Rodrigues, [email protected] Adriana Bruno Norcino, [email protected] 2 Hidekasu Matsumoto, [email protected] Wyser José Yamakami, [email protected] Saimon Vendrame, [email protected] 1USP Campus São Carlos, Av.Trabalhador São-Carlense 400, CEP 13.566-590, São Carlos-SP 2UNESP Campus Ilha Solteira, Av. Brasil Centro 56, CEP 15.385-000, Ilha Solteira-SP 3UFU Campus Santa Mônica, Av. João Naves de Ávila 2121, CEP 38.400-902, Uberlândia-MG Abstract: This research quantified the effect of cutting speed, feed per tooth, depth of cut and machining strategy (up/down milling) on chip formation process and subsurface microhardness when milling the VP100 steel used in molds and dies for plastic injection. The milling tests were carried out in a CNC machining center without cutting fluid. Results based on Variance Analysis showed the workpiece microhardness after milling is insensible to the cutting parameters and milling strategies, but the segmentation degree and chip ratio were influenced by feed per tooth. The cutting speed affected the microstructure deformation angle of the chips. The pre-hardening of workpiece material favored the adiabatic shear process for segmentation, dissipating heat together chip and preserving thermally the surface integrity. In addition, the pre-hardening restricted more significant surface deformations of the workpieces, avoiding the statistical microhardness increase due to the mechanical effect of cutting. Keywords: milling, chip, microhardness, molds, dies

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