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UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
Faculdade de Engenharia Mecânica
JOSÉ ROBERTO GAMARRA
Estratégias de Usinagem no Torneamento de
Aço Inoxidável Super Duplex (UNS S32750)
CAMPINAS
2017
JOSÉ ROBERTO GAMARRA
Estratégias de Usinagem no Torneamento de
Aço Inoxidável Super Duplex (UNS S32750)
Dissertação de Mestrado apresentada à Faculdade de
Engenharia Mecânica da Universidade Estadual de
Campinas como parte dos requisitos exigidos para
obtenção do título de Mestre em Engenharia
Mecânica, na Área de Materiais e Processos de
Fabricação.
UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS
FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA
COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA
MECÂNICA
DEPARTAMENTO DE MANUFATURA E MATERIAIS
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO ACADÊMICO
Estratégias de Usinagem no Torneamento de
Aço Inoxidável Super Duplex (UNS S32750)
Campinas, 04 de Julho de 2017.
Dedicatória
Dedico este trabalho à minha querida esposa, Maria Francisca, pelo apoio em todas as
horas de nossas vidas. Aos meus filhos, Rodrigo e Leonardo, por serem fontes de motivação e
inspiração. À minha irmã, Maria Regina, pelo seu apoio familiar. E principalmente aos meus
pais, José (in memoriam) e Alice, por toda a dedicação em nossa criação. E também pela
dedicação de todos vocês nesta longa trajetória, compreendendo a minha ausência em
determinados momentos que foram dedicados a esta árdua e recompensadora tarefa.
Agradecimentos
Primeira e principalmente a Deus, por tudo que conquistei, pela força nos momentos de
incerteza e pela graça do poder realizar mais este projeto em minha vida.
Este trabalho não poderia ser concluído sem a ajuda de diversas pessoas às quais presto
a minha homenagem.
Ao meu orientador, prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz, por aceitar ser meu orientador e
dividir comigo seus conhecimentos sobre usinagem, suas críticas e contribuições que
engrandeceram este trabalho e por sua amizade em todos estes anos de parceria UNICAMP /
Sandvik Coromant e de estudos acadêmicos.
Ao prof. Dr. Amauri Hassui pelas discussões, críticas e contribuições que tornaram este
trabalho melhor e mais qualificado.
Especialmente aos meus amigos e fraternos irmãos, Aristides Magri, por todo o suporte
no laboratório de usinagem para realização dos experimentos, e Daniel Suyama, pela
contribuição e ajuda durante a elaboração do trabalho.
Aos meus amigos da Sandvik Coromant durante os períodos de curso e de realização
dos testes laboratoriais, Claudio Camacho, Sandra Pascuti, Carlos Ancelmo de Oliveira
Junior, Silvio Bauco, Domênico Landi, Marcos Soto, Antônio Giovanetti, Dorival Silveira,
Okis .Bigelli, Francisco Cavichiolli, pela motivação, colaboração, suporte e compreensão nos
momentos de dificuldades.
Às empresas Sandvik Coromant, Sandvik Materials Technology e Blaser Swisslube,
pelo fornecimento de insumos.
A todos aqueles que de alguma maneira contribuíram para a concretização deste
trabalho e que por ventura possa ter despercebidamente esquecido de citar.
A todos vocês, meus sinceros agradecimentos e minha eterna gratidão!
Resumo
Empresas que atuam na exploração de petróleo e gás em alto mar (offshore) e em águas
profundas (pré-sal) encontram nos aços inoxidáveis super duplex materiais que apresentam
alto desempenho em ambientes altamente corrosivos, o que possibilita que sejam usados em
equipamentos submetidos a condições críticas de operações, tais como, altas pressões,
temperaturas elevadas, produtos químicos agressivos. A combinação de vários elementos de
liga nesses aços, como cromo, níquel, molibdênio proporciona alta resistência à corrosão,
além de alto coeficiente de encruamento e baixa condutividade térmica, o que diminui a
usinabilidade e acarreta grandes desgastes tipo entalhe nas ferramentas e a formação de
arestas postiças de corte. O objetivo deste trabalho foi desenvolver a melhor combinação de:
estratégias de usinagem, geometrias de ferramenta, velocidades e avanços de corte, com
utilização de fluido de refrigeração em alta pressão (70 bars), visando vida longa das
ferramentas e maior produtividade do processo, aliado aos menores valores de rugosidade
superficial. Para isso foram testadas duas estratégias de usinagem (corte longitudinal e cônico)
em combinação com duas geometrias de pastilhas intercambiáveis (convencional e alisadora)
com diferentes velocidades e avanços de corte no torneamento de aço inoxidável super duplex
UNS S32750 (SAF-2507). Os desempenhos das ferramentas foram avaliados em diversos
testes de torneamento até que os desgastes de flanco dessas ferramentas atingissem 0,30mm.
O processo utilizando a pastilha convencional em corte longitudinal com baixo avanço/volta
apresentou o melhor desempenho em termos de vida de ferramenta com valores de rugosidade
baixos. Outro processo utilizando pastilha alisadora em corte cônico com altos avanços/volta
apresentou maior produtividade na operação com a vida da ferramenta levemente inferior e
com valores de rugosidade próximos ao processo anterior.
Palavras-chave: Aço Inoxidável, Estratégias, Usinagem, Ferramentas, Alta pressão.
Abstract
Industries from Oil and Gas segment, which operate in oil and gas exploration in offshore and
deepwater (pre-salt), find in the super duplex stainless steel a material that presents high
performance in highly corrosive environments, enabling its use in equipments subjected to
critical operating conditions, such as, high pressures, high temperatures and in contact with
harsh chemicals. The combination of various alloying elements in these steels, such as
chromium, nickel and molybdenum provides high corrosion resistance, high strain-hardening
coefficient and low thermal conductivity, which reduces machinability and causes the
formation of built up edge and a large notch wear on the tools used to cut these alloys. The
goal of this work was to develop the best combination of: machining strategies, tool
geometries, cutting speeds and feeds, using high pressure coolant jet (70 bar), aiming long life
of the tools and greater process productivity, allied to the lowest surface roughness values
possible. To achieve this goal, two machining strategies (longitudinal and taper cutting) were
tested in combination with two interchangeable insert geometries (conventional and wiper)
with different cutting speeds and feeds for turning of super duplex stainless steel- UNS
S32750 (SAF-2507). The tools performances were evaluated in several turning experiments
until the flank wear of these tools reached 0.30mm. The condition using the conventional
insert in longitudinal cutting with low cutting feed rate presented the longest tool life among
all the conditions tested, with low surface roughness values. Another condition using wiper
insert in taper cutting with high feed presented higher productivity of the operation with tool
insert life slightly lower and with surface roughness values close to the previous condition.
Keywords: Stainless Steel, Strategies, Machining, Tools, High Pressure.
Lista de Ilustrações
Figura 2.1 - Representação esquemática das células unitárias: (a) CCC e (b) CFC, somente
com átomos de ferro. ................................................................................................................ 29
Figura 2.2 - Valores porcentuais da formação de pites nas diferentes condições de usinagem.
.................................................................................................................................................. 31
Figura 2.3 – Efeito da deformação à frio nas propriedades mecânicas do aço inoxidável
duplex 2205. ............................................................................................................................. 38
Figura 2.4 – Desempenho comparativo na usinagem das principais classes de aços
inoxidáveis. ............................................................................................................................... 39
Figura 2.5 - Comparação de usinabilidade das diferentes ligas de aços inoxidáveis com
ferramentas de metal duro e aço rápido. ................................................................................... 42
Figura 2.6 - Desgaste de Entalhe. ............................................................................................. 43
Figura 2.7 - Detalhe de desgaste de entalhe (E1 TS2000 kr 0) testado pastilha intercambiável
com líquido refrigerante a uma velocidade de corte de 70 m/min. .......................................... 44
Figura 2.8 - Fases de formação de rebarbas e o desenvolvimento de desgaste tipo entalhe em
aço inoxidável duplex. .............................................................................................................. 45
Figura 2.9 - Aresta Postiça de Corte. ........................................................................................ 46
Figura 2.10 – Aresta postiça de corte. ...................................................................................... 46
Figura 2.11 - Variação das dimensões da APC com a velocidade de corte com identificação
dos regimes estável e instável e da velocidade de corte crítica. ............................................... 47
Figura 2.12 – (a) Mecanismo de formação de APC (BUE) e desgaste por adesão; (b)
Ferramenta com BUE e BUL. .................................................................................................. 49
Figura 2.13 - Representação esquemática do ângulo de saída positivo, nulo e negativo ......... 52
Figura 2.14 - Sentido inclinação do ângulo visto no plano H .................................................. 52
Figura 2.15 - Ângulos de saída (ɣ) e inclinação (λ) para porta pastilhas normalizados e
geometrias de quebra cavacos em pastilhas intercambiáveis para aço inoxidável ................... 53
Figura 2.16 – Representação esquemática do ângulo de Posição ............................................. 54
Figura 2.17 – Representação esquemática dos ângulos de Folga e de Cunha .......................... 55
Figura 2.18 - Representação esquemática do ângulo de ponta ................................................. 55
Figura 2.19 – Relação entre raio de ponta e profundidade de corte
(Força radial X Força axial)...................................................................................................... 56
Figura 2.20 - Relação entre raio de ponta e profundidade de usinagem .................................. 57
Figura 2.21 – Características superficiais. ................................................................................ 58
Figura 2.22 - Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada. ........................................... 60
Figura 2.23 – Esquema da ponta de ferramenta alisadora. ....................................................... 61
Figura 2.24 – Pastilha alisadora e suas aplicações no torneamento longitudinal e faceamento.
.................................................................................................................................................. 62
Figura 2.25 – Regra geral de utilização de Pastilhas Alisadoras vs Pastilhas Convencionais. 63
Figura 2.26 - Influência do revestimento vida da ferramenta................................................... 64
Figura 2.27 (a) – Multicamadas, processo CVD e (b) Monocamada, processo PVD .............. 64
Figura 2.28 – Principio do HPC- Pressão, taxa do fluxo e olhal de refrigeração. .................... 67
Figura 2.29 – Cálculo da velocidade do fluido de refrigeração com alta pressão. ................... 68
Figura 2.30- Aplicações do fluido de corte. ............................................................................. 69
Figura 2.31 - Fluxo do jato para a região entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta.
.................................................................................................................................................. 69
Figura 2.32 - CoroTurn HP – Olhais de direcionamento do fluido na refrigeração de alta
pressão. ..................................................................................................................................... 71
Figura 3.1 Corpo de Prova utilizado nos ensaios de vida de ferramenta.................................. 79
Figura 3.2 - Pastilhas intercambiáveis e Porta pastilha - HP com sistema de refrigeração de
alta pressão utilizado nos experimentos. .................................................................................. 80
Figura 3.3 - Porta pastilha - HP com sistema de refrigeração de alta pressão utilizado nos
experimentos. ............................................................................................................................ 81
Figura 3.4 - Estratégia de corte (a) longitudinal e (b) cônico. .................................................. 82
Figura-4.1 - Volume Usinado por experimentos na Fase-1...................................................... 86
Figura-4.2 - Quadro de desgastes, lascas e arestas postiças de todas as pastilhas utilizadas nos
ensaios da Fase-1. ..................................................................................................................... 88
Figura 4.3 - Desgaste de flanco X Tempo de corte na fase-1. .................................................. 91
Figura-4.4 - Rugosidade (Ra) contra Tempo de Corte na Fase-1. ............................................ 93
Figura-4.5 - Rugosidade (Ra) contra Tempo de Corte na Fase-1. ............................................ 96
Figura-4.6 - Volume Usinado e Tempo de Corte por experimentos na Fase-2. ....................... 98
Figura 4.7 - Quadro de desgastes, lascas e arestas postiças de todas as pastilhas utilizadas nos
ensaios da Fase-2. ................................................................................................................... 100
Figura 4.8 - Pastilhas utilizadas com vc = 240 m/min (Corte 9) após final de vida das arestas –
Fase-2. .................................................................................................................................... 102
Figura 4.9 - Desgaste de Flanco contra Tempo de Corte na Fase-2. ...................................... 103
Figura 4.10 - Cavacos em Fitas Emaranhadas no “Corte 1.1” – Fase-2 (vc=150 m/min). ..... 104
Figura 4.11 - Cavacos em Helicoidais no “Corte 1.1” – Fase-2 (vc=150 m/min) .................. 105
Figura-4.12 - Cavacos formados no ensaio com vc = 120 m/min (Corte-8). ......................... 106
Figura 4.13 - Cavacos helicoidais formados no ensaio com vc = 200 m/min (Corte 7). ........ 107
Figura 4.14 - Cavacos formados no ensaio com vc = 240 m/min (Corte 9). .......................... 108
Figura 4.15 - Rugosidade da peça X Tempo de Corte para ensaios de mesmas condições nas
duas fases de ensaios. ............................................................................................................. 109
Figura 4.16 - Rugosidade da peça X Tempo de Corte para ensaios da Fase-2. ..................... 110
Lista de Tabelas
Tabela 2.1 - Alguns exemplos de ligas duplex existentes, com especificações de PRE. ......... 28
Tabela 2.2 - Influência das condições de torneamento nas propriedades superficial do aço
inoxidável super austenítico. .................................................................................................... 30
Tabela 3.1 - Composição química do aço SAF 2507 utilizado na Fase 1 dos experimentos ... 76
Tabela 3.2 - Propriedades mecânicas do material utilizado na Fase 1 dos experimentos ........ 76
Tabela 3.3 - Composição química do aço SAF 2507 utilizado na Fase 2 dos experimentos ... 76
Tabela 3.4 - Propriedades mecânicas do aço SAF 2507 utilizado na Fase 2 dos experimentos
.................................................................................................................................................. 77
Tabela 3.5 - Estratégia e Dados de Corte na Fase-1. ................................................................ 83
Tabela 3.6 - Estratégia e Dados de Corte na Fase-2 ................................................................. 83
Lista de Abreviaturas e Siglas
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
AISD Aço Inoxidável Super Duplex
AISI American Iron and Steel Institute
Al Alumínio
Al2O3 Óxido de Alumínio
ap Profundidade de corte
APC Aresta Postiça de Corte
ASM American Society of Metals
ASTM American Society for Testing and Materials
b Largura de corte do cavaco
Bar Unidade de pressão equivalente
BRIC Brasil, Rússia, Índia, China
BUE Built Up Edge
BUL Built Up Layer
C Carbono
CCC Cúbica de Corpo Centrado
CCT Critical Crevice Temperature
CFC Cúbica de Face Centrada
CMP Compósito de matriz polimérica
CNC Comando numérico computadorizado
Co Cobalto
CO2 Gás carbônico
CPT Critical Pitting Temperature
Cr Cromo
Cu Cobre
CVD Chemical Vapour Deposition
DIN Deutsches Institute für Norming
DSS Duplex Stainless Steel
f Avanço por rotação
Fe Ferro
FeCl3 Cloreto de ferro
Fe-Cr Liga Ferro-Cromo
Fe-Cr-Ni Liga Ferro-Cromo-Níquel
Fe-Cr-Ni-Mo Liga Ferro-Cromo-Níquel-Molibdênio
H Hidrogênio
h Espessura de corte
H2S Gás sulfídrico
HB Hardness Brinell
HPC High Pressure Coolant
HRC Hardness Rockwell C
HV Hardness Vickers
IMOA International Molybdenum Association
ISO International Organization for Standardization
k Condutividade térmica
ks Pressão específica de corte
kW Unidade de Potência (kilowatt)
l Litros
max Máximo
min Minutos
mm Milímetros
Mn Manganês
Mo Molibdênio
MPa Mega Pascal
N Nitrogênio
Na Sódio
Nb Nióbio
NBR Denominação de Norma da Associação Brasileira de Normas Técnicas
Ni Níquel
O & G Oil and Gas
P Fósforo
PH Precipitation Hardenable
ppm Partes por milhão
PRE Pitting Resistance Equivalent
PREn Pitting Resistance Equivalent number
PVD Physical vapour deposition
Q Taxa de remoção de material
Ra Rugosidade aritmética ou média
rε Raio de ponta
Rmax teo Rugosidade Máxima Teórica
RPM Rotações Por Minuto
Rt Rugosidade total
Rz Rugosidade média
S Enxofre
s Segundos
SCC Stress Corrosion Cracking
SDSS Super Duplex Stainless Steel
Si Silício
T Temperatura
TCC Tetragonal de Corpo Centrado
Ti Titânio
Ti6Al4V Liga de Titânio
TiAlN Nitreto de Titânio e Alumínio
TiC Carboneto de Titânio
TiCN Carbonitreto de Titânio
TiN Nitreto de Titânio
UHPC Ultra High Pressure Cooling
UNS Unified Numbering System
VB max Desgaste de flanco máximo
VB Desgaste de flanco
vc Velocidade de corte
vc-critica Velocidade de corte crítica
Vol. Volume
W Tungstênio
WC Carboneto de tungstênio
ZTA Zona Termicamente Afetada
ɣo Ângulo de saída
λs Ângulo de inclinação
χr Ângulo de posição da aresta principal de corte
α0 Ângulo de folga
β0 Ângulo de cunha
εr Ângulo de ponta
r Ângulo de posição da ferramenta
α Fase ferrita
δ/γ Estrutura bifásica ferrítica e austenítica
% Percentual
± Mais ou menos
°C Temperatura em graus Celsius
Ø Diâmetro
μm Mícrometro
Sumário
1 INTRODUÇÃO ..................................................................................................................... 18
1.1 Objetivos ......................................................................................................................... 20
1.2 Justificativas ................................................................................................................... 20
1.3 Estrutura do Trabalho ..................................................................................................... 21
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................................................. 22
2.1 Aços Inoxidáveis ............................................................................................................ 22
2.1.1 Aço Inoxidável Duplex e Super Duplex .................................................................. 25
2.1.2 A superfície usinada e a resistência à corrosão da peça .......................................... 30
2.1.3 Histórico do desenvolvimento dos aços inoxidáveis duplex e super duplex ........... 32
2.1.4 Propriedades dos aços duplex e super duplex ......................................................... 34
2.2 Usinabilidade .................................................................................................................. 35
2.2.1 Usinabilidade dos aços inoxidáveis ......................................................................... 37
2.2.2 Usinabilidade dos aços inoxidáveis duplex e super duplex ..................................... 40
2.3 Desgaste e vida de ferramenta ........................................................................................ 42
2.3.1 Principais desgastes de ferramentas na usinagem de aço inoxidável duplex e super
duplex ............................................................................................................................... 43
2.3.2 Geometria de Ferramentas e Rugosidade da Peça ................................................... 51
2.3.2.1 Rugosidade da Peça .............................................................................................. 58
2.3.2.2 Rugosidade com Pastilhas Alisadoras (Wiper) .................................................... 61
2.3.3 Coberturas de Ferramentas ...................................................................................... 63
2.4 Refrigeração em Alta Pressão ........................................................................................ 66
3 MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................................. 74
3.1 Equipamentos ................................................................................................................. 74
3.1.1 Máquina-ferramenta ................................................................................................ 74
3.1.2 Microscópio Óptico ................................................................................................. 74
3.1.3 Rugosímetro ............................................................................................................ 75
3.2 Material ........................................................................................................................... 75
3.2.1 Corpos de Prova (Material e Análises) .................................................................... 75
3.2.2 Corpos de prova utilizados nas duas fases dos ensaios ........................................... 76
3.2.3 Preparação/Dimensional dos Corpos de Prova ........................................................ 78
3.3 Ferramentas .................................................................................................................... 79
3.4 Fluido de Corte ............................................................................................................... 81
3.5 Planejamento Experimental ............................................................................................ 81
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES ......................................................................................... 85
4.1 Estratégias de Corte – 1ª Fase dos Ensaios (Fase-1) ...................................................... 85
4.1.1 Vida da Ferramenta ................................................................................................. 85
4.1.2 Análise de Desgaste ................................................................................................. 87
4.1.3 Rugosidade da superfície usinada ........................................................................... 92
4.2 Resultados e Discussões da 2ª Fase dos Ensaios (Fase-2).............................................. 97
4.2.1 Vida da Ferramenta ................................................................................................. 97
4.2.2 Análise de Desgaste ................................................................................................. 99
4.2.3 Análise dos cavacos formados ............................................................................... 104
4.2.4 Rugosidade das superfícies usinadas ..................................................................... 108
5 CONCLUSÕES ................................................................................................................... 112
5.1 Sugestões para trabalhos futuros .................................................................................. 113
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................................ 114
18
1 INTRODUÇÃO
Os aços inoxidáveis surgiram de estudos realizados em 1912, tanto na Inglaterra como
na Alemanha. A falta de resistência à corrosão e oxidação em altas temperaturas dos aços
carbono convencionais levou ao desenvolvimento de ligas mais resistentes à ambientes
agressivos, entre elas os aços inoxidáveis.
O desenvolvimento histórico destes aços corresponde ao período no qual metalurgistas
da Alemanha, Inglaterra, França e mais tarde dos Estados Unidos começaram a publicar seus
estudos sobre as ligas de ferro com baixo carbono contendo cromo.
O aço estudado na Inglaterra era uma liga Fe-Cr, com cerca de 13% de Cr. Na
Alemanha se tratou de uma liga que, além de Fe e Cr, continha também níquel (Ni). No
primeiro caso, era um aço inoxidável muito próximo ao que hoje chamamos de 420 e no
segundo outro aço inoxidável bastante parecido com o que hoje conhecemos como 302
(CARBÓ, 2001).
Já os aços inoxidáveis duplex, que são objeto deste trabalho, são aços com uma
microestrutura mista com proporções similares de austenita e ferrita e existem há
aproximadamente 80 anos (IMOA, 2014).
O crescimento futuro do aço inoxidável duplex depende em grande parte da saúde das
indústrias tradicionais de óleo & gás e petroquímicas e de novos segmentos como os
bicombustíveis, arquitetura e água (resíduos). Além disso, outros fatores também
influenciarão o crescimento da demanda deste material, tais como o desempenho e o alto
crescimento das economias "BRICS", que no momento, apresentam certas turbulências e
também a difusão do conhecimento e desenvolvimento de tecnologia na aplicação do duplex,
tais como usinagem e soldagem desse material. Porém, mesmo com estes fatores restritivos
para o momento, o futuro para aço inoxidável duplex parece promissor.
A crescente demanda das indústrias do segmento de exploração de petróleo e gás por
materiais que tenham excelente desempenho em ambientes corrosivos exige do mercado atual
nova soluções. Estas soluções se justificam devido à complexidade das operações de
exploração em alto mar, agora em maiores profundidades na exploração do pré-sal, ou até
mesmo, pelos riscos associados a estas operações. Em casos em que a corrosão é mais severa
em equipamentos submetidos a condições críticas de operações, tais como: temperaturas
elevadas, altas pressões, contato com produtos químicos agressivos, sujeitos à presença de
19
tensões associadas à possibilidade de corrosão, é necessário o emprego de ligas que tenham
maior resistência mecânica associada à maior resistência à corrosão.
Além disso, as empresas fabricantes de peças e equipamentos para esse segmento
também buscam a cada dia, aprimoramento em seus processos de fabricação, devido às
exigências dos novos campos para extração de petróleo que operam no fundo do mar com
3.000 metros de profundidade ou mais e com pressões de até 700 bar. Entre alguns
obstáculos neste segmento, estão o petróleo e o gás ácidos, que requerem a utilização de
materiais que não sofram corrosão e a dificuldade de fabricação por serem componentes de
grande porte e, muitas vezes, de perfis complexos, fabricados com material de difícil
usinabilidade, como é o caso do aço que será estudado neste trabalho.
Um dos materiais modernos de maior destaque nas propriedades de resistência à
corrosão e resistência mecânica em relação ao custo, e cuja demanda cresce a cada ano na
indústria petrolífera, é o aço inoxidável duplex de segunda geração, ou seja, o aço inoxidável
super duplex (AISD). Esta nova classe de aços permite que os equipamentos fiquem mais
leves, com maior resistência mecânica, e com maior vida, favorecida pela sua resistência
equivalente à corrosão por pite, que é o que determina o grau de oposição que o material
oferece a esse tipo de corrosão, ou simplesmente PRE (a equação que define o PRE será
mostrada no capítulo 2).
Os aços inoxidáveis super duplex têm propriedades mais nobres em relação aos duplex
e apresentam maior resistência mecânica e uma superior resistência equivalente à corrosão
por pites. Alia característica dos inoxidáveis ferríticos e dos austeníticos em um só material
adquirindo maior resistência mecânica e maior resistência à corrosão que os aços inoxidáveis
convencionais (BORDINASSI, 2006). Outra grande vantagem associada ao emprego dos aços
inoxidáveis super duplex é o custo, já que, o material surge como uma alternativa mais
econômica em relação a algumas ligas de níquel e até mesmo em relação a outros aços
inoxidáveis.
Porém, os aços inoxidáveis apresentam, em geral, comportamento diferenciado na
usinagem quando comparados a outros materiais, devido às altas taxas de encruamento que
induzem modificações mecânicas e comportamento heterogêneo nas superfícies trabalhadas,
ocasionando formação instável de cavacos e vibrações, além de acabamentos superficiais
ruins (SAOUBI, 1999).
Possuem também alta resistência mecânica, alta ductilidade e baixa condutibilidade
térmica, dificultando a retirada de calor pelo cavaco, fazendo com que a maior parte do calor
20
gerado no processo seja absorvida pela aresta de corte da ferramenta. Possuem alta resistência
à fratura e ductilidade, resultando em altas temperaturas de corte, formação de aresta postiça e
alto desgaste nas ferramentas, devido às altas forças de corte.
Todas estas propriedades são maiores quando se trata das ligas super duplex, o que faz
com que a usinabilidade destas ligas seja relativamente menor quando comparada às ligas
convencionais de aço inoxidável (PARO; HÄNNINEN; KAUPPINEN, 2001).
Portanto, na usinagem de aço inoxidável super duplex, a alta resistência mecânica, alta
ductilidade e a baixa condutividade térmica incentivam ainda mais diversos mecanismos de
desgaste da ferramenta como difusão, abrasão, aderência (“attrition”) e principalmente, aresta
postiça de corte, o que faz com que se tenham vidas mais curtas de ferramentas comparando-
se à usinagem de aços inoxidáveis comuns (KORKUT et al., 2004).
1.1 Objetivos
Com as características de usinabilidade mencionadas para o aço inoxidável super
duplex, este trabalho tem como objetivo principal o desenvolvimento de práticas que
possibilitem a usinagem mais econômica da liga de aço inoxidável super duplex UNS S32750
(SAF-2507). Pretende-se que este objetivo seja alcançado pelo atingimento de dois outros
objetivos secundários, quais sejam:
• Definição da viabilidade do uso da técnica de torneamento cônico para evitar o
desgaste de entalhe;
• Minimização da formação da aresta postiça de corte pela definição da faixa de
velocidades de corte que impede sua formação.
Tudo isto será feito pela análise da vida das ferramentas da rugosidade superficial da
peça e da forma dos cavacos produzidos na usinagem.
1.2 Justificativas
21
A principal justificativa deste trabalho é que é bastante importante para as indústrias
usuárias destas ligas, como as de óleo e gás, que se procurem as melhores práticas para
usinagem delas, a fim de que o custo final do produto possa ser diminuído, já que, devido às
suas propriedades, seu processamento por usinagem é bastante caro. Tudo isto, é lógico, com
aumento de produtividade e manutenção da qualidade das peças usinadas.
1.3 Estrutura do Trabalho
Este trabalho está dividido em seis capítulos: introdução, revisão bibliográfica, materiais
e métodos, resultados e discussões, conclusões e referências bibliográficas.
Capitulo I – Introdução - Contextualiza o tema da pesquisa e traz os objetivos que foram
almejados durante a condução da mesma.
Capitulo II – Revisão Bibliográfica - Levanta as principais fontes de informações que
são relevantes ao trabalho, de modo a fornecer uma base de conhecimento para a discussão
dos resultados obtidos.
Capitulo III – Materiais e Métodos - Estão descritos os procedimentos adotados para
realização dos experimentos, bem como os materiais, ferramentas, instrumentos e
equipamentos utilizados no estudo.
Capitulo IV – Resultados e Discussões – Apresenta os resultados obtidos a partir dos
experimentos e é feita uma discussão dos mesmos com base em observações e no
conhecimento apresentado na segunda seção (Revisão bibliográfica).
Capitulo V – Conclusões - Apresenta uma síntese das observações e discussões dos
resultados mais sugestões para trabalhos futuros.
Capitulo VI – Referências Bibliográficas - Cita as fontes utilizadas para a realização
deste trabalho.
22
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Aços Inoxidáveis
Na tentativa de solucionar problemas de resistência à corrosão, no início do século XX
vários países descreviam suas descobertas e desenvolvimentos de ligas resistentes à corrosão.
Os aços inoxidáveis surgiram de estudos realizados em 1912. O inglês Harry Brearly estudava
uma liga Fe-Cr (13%) e, quando tentava fazer algumas observações metalográficas, verificou
que a liga fabricada resistia à maior parte dos reagentes que se utilizavam na época em
metalografia. Assim, denominou-a de "stainless steel" que, literalmente, quer dizer "aço sem
manchas".
Após um ano, na Alemanha, Eduard Maurer, estudou uma liga Fe-Cr que continha,
além dos elementos da liga de Brearly, cerca de 8% de Ni. Como resultado, observou que a
liga resistiu vários meses a vapores agressivos no laboratório no qual trabalhava (OLIVEIRA,
2013).
Os aços descobertos por eles eram os atualmente conhecidos como AISI 420
(martensítico) e AISI 302 (austenítico), respectivamente.
Os aços inoxidáveis, de uma maneira geral, podem ser classificados em cinco grupos:
a) austeníticos; b) martensíticos; c) ferríticos; d) ferrítico-austenítico (duplex); e) endurecíveis
por precipitação. Para fins de identificação e discussão de suas propriedades, segue uma breve
descrição de cada um:
a) Austeníticos:
São ligas à base de (Fe-Cr-Ni) ferro, cromo (16-30%) e níquel (8-35%). As ligas mais
conhecidas e populares são os 18-8, ou seja, 18% de teor médio de cromo e 8% de níquel,
embora existam ligas em que parte ou todo o níquel possa ser substituído por manganês ou
nitrogênio (DAVIS, 1994). Os aços inoxidáveis austeníticos são os mais populares, em
termos de número de ligas e de utilização. Como os ferríticos, os austeníticos não podem ser
endurecidos por tratamento térmico, tendo baixo teor de carbono na liga. Todavia, as adições,
principalmente de níquel mudam a estrutura em temperatura ambiente de arranjo atômico
cúbico de corpo centrado para cúbico de face centrada que é também não magnética.
23
Dependendo do teor de níquel os aços austeníticos respondem ao trabalho a frio com
aumento da resistência mecânica (encruam), podendo ser utilizados em operações severas de
conformação, evitando ruptura prematura e trinca. O endurecimento por encruamento é
acompanhado pelas mudanças parciais na estrutura. Em outras palavras a deformação plástica
da superfície leva ao aparecimento de uma fase de martensita ferro magnética (SOLOMON,
2010). Também nos aços austeníticos, a deformação pode levar ao aparecimento de aços
austeníticos “magnéticos” (SILVA; MEI, 1988).
Os aços inoxidáveis austeníticos são os que apresentam a mais elevada resistência à
corrosão, em termos gerais, dentre as famílias de aços inoxidáveis. Portanto, quando a
resistência à corrosão é o principal fator a ser considerado, os austeníticos são os mais
indicados. Além da excelente resistência à corrosão, os aços inoxidáveis austeníticos
apresentam excelente ductilidade excelente soldabilidade quando comparados aos aços
inoxidáveis ferríticos e martensíticos (CARBÓ, 2001)
Elementos de liga como molibdênio, cobre, silício, alumínio, titânio e nióbio podem ser
adicionados para conferir certas características, tais como melhoria da resistência à corrosão e
oxidação (ASM, 2005). Enxofre e selênio também têm a função de melhorar a usinabilidade
nessas ligas. Os aços inoxidáveis austeníticos encontram aplicações na indústria química,
alimentícia e refino de petróleo.
Exemplos comerciais: AISI 301, 302, 304, 304L, 308, 310, 316, 316L, 317, 321, 347.
b) Martensíticos:
São ligas com estrutura cristalina tetragonal de corpo centrado (TCC), constituídas
essencialmente de Fe-Cr, contendo entre 11,5 e 18,0% de Cr e entre 0,1 e 0,5% de C,
facilmente endurecíveis por tratamento térmico (ASM, 2005).
Os aços inoxidáveis martensíticos são magnéticos e endurecíveis por têmpera. Devido à
adição de carbono, pode ser endurecido e a sua resistência aumentada pelo tratamento
térmico, da mesma forma que os aços carbono. São classificados como uma família ferro
magnético “dura”.
Os aços inoxidáveis martensíticos apresentam microestrutura ferrítica no estado
recozido e limite de escoamento com cerca de 275 MPa. Usualmente, é nesta condição que
são usinados, conformados ou trabalhados a frio. A resistência mecânica obtida pelo
tratamento térmico depende do teor de carbono da liga. Após resfriamento rápido em ar ou em
líquido passam para a forma martensítica e seu uso em geral é feito no estado temperado e
revenido, quando é obtida a melhor resistência à corrosão (DAVIS, 1994).
24
Algumas ligas de aços martensíticos foram desenvolvidas com adições de nitrogênio e
níquel, mas com teores de carbono mais baixos que os tipos tradicionais. Estes aços têm
melhor tenacidade, soldabilidade e resistência à corrosão. São particularmente adequados para
aplicações que requerem elevada resistência mecânica, dureza e resistência à abrasão ou
erosão em ambientes secos ou úmidos como, por exemplo, em componentes de turbinas a gás
ou vapor, mancais e peças de cutelaria (MODENESI, 2001).
Exemplos comerciais: AISI 403, 410, 414, 416, 420, 431, 440A, B e C, 501.
c) Ferríticos:
São ligas ferro-cromo (Fe-Cr) essencialmente ferríticas em todas as temperaturas e que
não endurecem por tratamento térmico de têmpera. Normalmente, possuem teores de cromo
mais elevados do que dos aços martensíticos e menores teores de carbono. Os aços
inoxidáveis ferríticos têm uma estrutura cristalina cúbica de corpo centrado (CCC), que é o
mesmo do ferro puro à temperatura ambiente.
O principal elemento de liga é o cromo com teores tipicamente entre 11 e 30%. O teor
de carbono é mantido baixo (inferior a 0,1%) de forma que o campo de estabilidade da
austenita fica totalmente eliminado e, consequentemente esses aços não são endurecíveis por
têmpera. São aços que tem uma limitada resistência mecânica. No estado recozido o limite de
escoamento se encontra entre 275 a 350 MPa. (DAVIS, 1994)
Os aços ferríticos são do tipo de baixo custo, mas tem limitada resistência à corrosão
comparada com os austeníticos mais comuns. Da mesma forma, são limitados na tenacidade,
conformabilidade e soldabilidade em comparação aos austeníticos;
São ligas utilizadas em aplicações envolvendo ácido nítrico, eletrodomésticos, cubas e
utensílios de cozinha e laboratórios, balcões frigoríficos, em aplicações em temperatura
elevada, em sistemas de exaustão de automóveis (MODENESI, 2001).
Exemplos comerciais: AISI 405, 430, 430F, 446, 502.
d) Ferrítico-austenítico (duplex):
Os aços inoxidáveis duplex se caracterizam por apresentarem uma microestrutura
bifásica austeno-ferrítica (CCC e CFC) determinada, sobretudo pelos teores de ferro, cromo e
níquel. Uma composição química típica tem 22% de cromo, 5% de níquel e 3% molibdênio
com pequena adição de nitrogênio. Ainda podem ser adicionados Cu, Si e W para controlar o
balanço estrutural e conferir características melhoradas de resistência à corrosão (ASM,
2005).
25
Os aços duplex são endurecíveis por tratamento térmico, mas já são mais duros que os
aços ferríticos e austeníticos no estado recozido. Tem limite de escoamento que varia de 550 a
690 MPa, o que é aproximadamente duas vezes maior que o limite de escoamento de qualquer
uma das fases medidas em separado. O molibdênio é, normalmente, adicionado para aumentar
a resistência à corrosão galvânica e por pite (DAVIS, 1994).
A tenacidade dos duplex está entre a dos austeníticos e ferríticos. Estes aços são usados
em componentes de equipamentos expostos a água do mar, trocadores de calor, bombas e
tubos, em indústrias química, petroquímica, de papel e celulose, e podem ser também
utilizados em produtos com secções mais finas que os aços austeníticos, mas sua grande
vantagem é sua maior resistência à corrosão sob tensão. (SILVA; MEI, 1988; MODENESI,
2001).
e) Endurecíveis por precipitação (PH):
Os aços inoxidáveis endurecíveis por precipitação (PH) podem ser austeníticos ou
martensíticos e são tratados termicamente por envelhecimento. Entretanto, o processo
metalúrgico para endurecimento é diferenciado. Este tratamento é realizado geralmente depois
do processo de usinagem, e a temperatura do tratamento não deve causar distorções na peça.
Esses aços são capazes de atingir resistência a tração de até 1700 MPa, normalmente têm
estrutura martensítica e assim são ferro magnéticos (KOPELIOVICH, 2012).
Esses aços têm boa ductilidade e tenacidade, dependendo do tratamento térmico, além
de apresentar boa soldabilidade e resistência à corrosão. Podem ser soldados mais facilmente
que os aços martensíticos comuns e são desenvolvidos e utilizados de forma ampla tanto nos
Estados Unidos, como no Reino Unido, por exemplo, nas aplicações aeroespaciais.
2.1.1 Aço Inoxidável Duplex e Super Duplex
No item anterior foram citados os diversos tipos de aços inoxidáveis, com breves
descrições técnicas. Neste item vamos tratar com maior profundidade técnica somente dos
aços inoxidáveis duplex e super duplex.
Os aços inoxidáveis duplex são ligas Fe-Cr-Ni-Mo, contendo até 0,30% de átomos de
nitrogênio em peso, que apresentam microestrutura bifásica composta por uma matriz ferrítica
e pela fase austenítica, sendo que em volume, a concentração de ferrita representa algo em
torno de 50% (±5%) para um material corretamente balanceado.
26
Além de seu custo relativamente baixo, aços inoxidáveis duplex combinam os melhores
atributos de ambos os aços inoxidáveis ferríticos e austeníticos. Possuem alta resistência e
ductilidade com boa resistência à corrosão, incluindo resistência à corrosão sob tensão
(“SCC”-Stress Corrosion Cracking). Por conseguinte, eles são mais comumente usados
quando uma combinação de elevada resistência mecânica e elevada resistência à corrosão é
necessária. São cada vez mais vistos como uma alternativa atraente para os aços inoxidáveis
convencionais. No entanto, devido à sua alta resistência e alto limite de escoamento (cerca de
duas vezes o limite de escoamento de seus congêneres austeníticos), alta taxa de
endurecimento, baixa condutividade térmica, alta tenacidade à fratura, forte tendência para
formação de aresta postiça de corte (APC) e relativamente alto conteúdo de austenita e
nitrogênio, os modernos aços inoxidáveis duplex são considerados materiais de baixa
usinabiliade (KOYEE, R et al., 2014).
Nos últimos anos, a produção de aços inoxidáveis duplex e suas variações têm crescido
de forma muito rápida (CHATER, 2010). Em 2004, o volume produzido mundialmente
representava cerca de 6.000 toneladas. Segundo pesquisas realizadas em dezembro de 2011
(CHATER, 2011), a produção anual total de aços inoxidáveis duplex já tinha atingido
400.000 toneladas, o que representa perto de 3% de todo o aço inoxidável produzido no
mundo. Sua aplicação vem se expandindo para além da aplicação tradicional na indústria de
óleo & gás e petroquímicas para novos segmentos como os bicombustíveis, arquitetura e água
(resíduos).
A diferença básica entre os aços inoxidáveis duplex e os super duplex consiste
principalmente nas concentrações de cromo, níquel, molibdênio e nitrogênio que essas ligas
apresentam. Alguns desses elementos interferem diretamente na resistência à corrosão por
pite, que é uma forma de ataque químico, principalmente aqueles provocados por soluções
aquosas contendo íons halogênios (elementos que pertencem à família 7A da tabela
periódica), destacando-se entre eles o íon cloreto, presente de forma frequente na água do mar
(MARTINS, 2006)
O que caracteriza a resistência à corrosão por pite é a capacidade que o metal tem de se
passivar, ou seja, formar um filme contínuo e aderente de óxidos capaz de impedir a
penetração de oxigênio no metal. A avaliação da resistência à corrosão por pite de um metal
pode ser feita de diversas maneiras (SENATORE, 2007).
O equivalente de resistência a pite ou simplesmente PRE (pitting resistance equivalent)
é a fórmula mais usada industrialmente. Trata-se de uma expressão simples que permite
27
comparar, de maneira genérica, a resistência à corrosão de diferentes aços inoxidáveis,
conforme equação 1.1.
PRE = %Cr + 3,3 ( %Mo + 0,5 x %W) + (16 x %N) (equação 1.1)
Ligas com valor de PRE superior a 20 são consideradas duplex, já com valor de PRE
superior a 40 são consideradas super duplex e, finalmente, a liga é chamada de hiper duplex
se o seu número PRE é de 48 ou mais (CHATER, 2010).
O PRE dos grãos de ferrita é diferente do PRE da austenita devido à quantidade de
nitrogênio. O PRE da austenita aumenta com o teor de nitrogênio, enquanto o da ferrita
permanece praticamente o mesmo para o aumento do nível de nitrogênio. A tabela 2.1 mostra
alguns exemplos de aços duplex, com suas especificações, composições e valores médios de
PRE (IMOA, 2014).
28 Tabela 2.1 - Alguns exemplos de ligas duplex existentes, com especificações de PRE.
Fonte: (IMOA, 2014)
A ferrita, considerada a matriz para aços inoxidáveis duplex e super duplex, consiste de
uma fase cristalina composta por uma célula unitária cúbica de corpo centrado (CCC)
29
e a austenita apresenta uma célula unitária cúbica de face centrada (CFC), conforme figura
2.1.
(a) (b)
Figura 2.1 - Representação esquemática das células unitárias: (a) CCC e (b) CFC, somente com
átomos de ferro.
Fonte: (MARTINS e CASTELETTI, 2007)
Atualmente, essa categoria de aços inoxidáveis vem sendo utilizada com sucesso em
aplicações nas quais as concentrações de íons cloreto na atmosfera chegam a atingir até
80.000 ppm, com as temperaturas na faixa de 40ºC a 80ºC, em soluções contendo CO2,
oxigênio e gás sulfídrico (H2S) dissolvidos.
A grande vantagem da utilização desses materiais é que a combinação de elementos
como cromo, molibdênio e nitrogênio confere uma boa estabilidade química em ambientes
salinos como a água do mar, que antigamente (décadas de 70 e 80) só era possível de se obter
usando-se materiais com altas concentrações de cobre, como por exemplo, os bronzes e
materiais com altas concentrações de níquel, como os Hastelloys, os Inconéis e os Monéis.
Essa categoria de material (aços inoxidável duplex) é muito utilizada na fabricação de
equipamentos rotativos, como as bombas centrífugas, equipamentos estáticos, como as
válvulas reguladoras de fluxo, e até em partes estruturais para aplicações marinhas,
particularmente na indústria de extração de petróleo, tanto em países tropicais quanto em
países nórdicos.
As temperaturas nas quais esses materiais "trabalham" influenciam de forma
significativa o processo de corrosão por pite, pois alteram a estabilidade do filme passivo de
óxido de cromo formado na superfície do material (MARTINS; CASTELETTI, 2007).
30
2.1.2 A superfície usinada e a resistência à corrosão da peça
Dentre os fatores que influenciam a corrosão por pite, o acabamento superficial é a que
depende significativamente de seu processo de usinagem (HASSIOTIS; PETROPOULOS,
2006).
A grandeza, orientação e o grau de irregularidades superficiais podem surgir devido à
geometria do corte (em especial à relação entre o raio de ponta da ferramenta e o avanço),
vibrações na ferramenta de corte ou máquina, deformação plástica da superfície e desgastes
da ferramenta de corte nos processos de usinagem. Uma superfície lisa, livre de pequenas
depressões localizadas, reduz o potencial para a formação de pites (GRAVALOS, 2008).
Gravalos (2008) estudou os principais efeitos da operação de torneamento na
integridade superficial do aço inoxidável super austenítico. Sua análise da rugosidade mostrou
que o avanço teve uma grande influência sobre ela. Assim como esperado, o perfil e a
dimensão da rugosidade são dependentes deste parâmetro aplicado durante a usinagem. A
resistência à formação de pites, quando as peças usinadas eram submetidas ao teste de
corrosão acelerada, mostrou correlação com a rugosidade Ra. Conforme a tabela 2.2 um
acabamento superficial liso, baixa rugosidade Ra, obtida através da seleção dos parâmetros de
usinagem apropriados, contribui para o controle de formação dos pites em superfícies
usinadas (GRAVALOS, 2008).
Tabela 2.2 - Influência das condições de torneamento nas propriedades superficiais do aço inoxidável
super austenítico.
Fonte: (GRAVALOS, 2008)
vc
31
Oliveira (2013) realizou experimentos de torneamento em aço inox super duplex e
observou que a alta pressão do fluido de refrigeração do processo tem influência direta sobre a
formação da camada passiva que os protege, fazendo-os mais resistentes à corrosão por pite.
De acordo com a figura-2.2, comparativamente, em todas as situações em que se utilizou
refrigeração em alta pressão, as amostras analisadas apresentaram menores índices de
formação de pites. As colunas 1, 2, 3 e 4 representam as amostras usinadas aplicando-se
refrigeração com pressão de 15 bar (chamada de "baixa" na legenda da figura), enquanto as
colunas 5, 6, 7 e 8 representam as amostras usinadas com refrigeração aplicadas com 70 bar
(chamada de "alta" na legenda da figura). As colunas 5, 6, 7 e 8 indicam valores
percentualmente mais baixos de corrosão por pites, independentemente do uso de pastilhas
novas ou gastas, ou velocidades de corte de 110 ou 130 m/min. Segundo Oliveira (2013), o
processo de usinagem pode prejudicar a resistência à corrosão do material usinado, devido à
deformação elástica e, principalmente, plástica que causa na superfície da peça. Além disso, a
maior capacidade de refrigeração proporcionada pela alta pressão do fluido reduz a
temperatura do material na região de corte e, também, a temperatura da parte restante da peça
que deve ser um outro fator de influência na resistência à corrosão (OLIVEIRA, 2013).
Figura 2.2 - Valores porcentuais da formação de pites nas diferentes condições de usinagem. Fonte: (OLIVEIRA, 2013)
Experimentos realizados por Moayed (2003) em amostras do aço inoxidável austenítico
32
904L SS revelaram que a rugosidade afeta o potencial de formação de pites e a temperatura
crítica para formação dos pites (CPT). Ele observou que a CPT diminuía quando a rugosidade
aumentava. Abaixo da CPT houve a formação de pites menores, com diâmetros da ordem de
30µm, e acima da CPT houve a formação de pites maiores, com diâmetros da ordem de
100µm (MOAYED, 2003).
2.1.3 Histórico do desenvolvimento dos aços inoxidáveis duplex e super duplex
Os primeiros tipos de aços inoxidáveis duplex eram ligas de cromo, níquel e
molibdênio, os quais foram produzidos na Suécia e Finlândia em 1930 e utilizados na
indústria de papel sulfite. Estes tipos foram desenvolvidos para reduzir os problemas de
corrosão intergranular nos primeiros aços inoxidáveis austeníticos com alto teor de carbono
(IMOA, 2014).
Embora existam também relatos de que a origem dos aços inoxidáveis austeno-ferríticos
ocorreu na França por volta de 1933, quando um erro de adição de elementos de liga durante a
fusão de um aço inox do tipo 18%Cr – 9%Ni – 2,5%Mo, na Companhia Jacob Holtzer,
resultou numa composição química contendo 20%Cr – 8%Ni – 2,5%Mo, que promoveu uma
alta fração volumétrica de ferrita numa matriz austenítica. A descoberta foi patenteada em
1935 como Ets JACOB HOLTZER – brevetsFrançais, com a referência 803-361 (CHARLES,
BERNHARDSSON, 1991).
Em 1935, já com patente concedida na França, os aços inoxidáveis duplex laminados e
fundidos foram usados para uma série de aplicações na indústria de processamento, incluindo
tanques, trocadores de calor e bombas. Esses foram considerados os aços duplex de primeira
geração. Essa primeira geração de aços duplex fornecia bom desempenho, mas apresentava
algumas limitações após ser soldada. A zona termicamente afetada (ZTA) apresentava baixa
dureza devido ao excesso de ferrita e resistência à corrosão inferior à do metal base. Estas
limitações confinaram o uso dos primeiros aços duplex a poucas e específicas aplicações
(IMOA, 2014).
Em 1937 foram patenteados os aços inoxidáveis duplex contendo cobre como elemento
de liga, para melhorar a resistência à corrosão em muitos meios agressivos. Esses materiais
foram denominados "Novas Ligas Inoxidáveis". Já em 1940, outra patente foi registrada,
dessa vez referente a aços inoxidáveis duplex contendo cobre e molibdênio, descrevendo
também um novo processo, envolvendo tratamento térmico na faixa de 400o C a 500o C,
33
possibilitando o endurecimento desses materiais, sem afetar sua resistência à corrosão ou
causar fragilidade.
Durante o mesmo período (1930 – 1940), as pesquisas e as produções industriais de
aços inoxidáveis duplex foram realizadas paralelamente na Suécia, com os antecessores do
material patenteado como 3 RE 60 SANDVIK. Nos Estados Unidos, foram encontrados
registros da mesma época sobre aços inoxidáveis austeníticos contendo grandes frações
volumétricas de ferrita. Assim, essa nova família de aços inoxidáveis foi estudada, patenteada
e comercializada simultaneamente na França, Suécia e Estados Unidos. A “Compagniedes
Ateliers et Forges de la Loire” desenvolveu o aço de grau UR 50, com uma estrutura bifásica
α/γ, cujo alto valor para o limite de escoamento (maior que 400MPa) e excelente resistência à
corrosão fez dele o principal candidato para aplicações em campos tais como: produção de
sal, refinamento de petróleo, indústria alimentícia, indústrias de papel e celulose, indústrias
farmacêuticas, etc (MARTINS, CASTELETTI, 2006).
De 1950 a 1970, foram realizados extensivos estudos sobre trabalhabilidade a quente,
soldabilidade e resistência à corrosão dos aços inoxidáveis duplex, e sobre a resposta
estrutural a tratamentos térmicos e termomecânicos. Entretanto, as aplicações industriais
permaneceram, a princípio, limitadas e foi a crise do níquel no início dos anos 50 que os
conduziu novamente à posição de interesse. O desconhecimento da metalurgia dos aços
inoxidáveis duplex, especialmente com relação à necessidade de resfriamentos rápidos, ou
mesmo solubilização seguida de resfriamento em água, explica a baixa ductilidade e baixa
tenacidade das peças produzidas na época.
A segunda geração de aços inoxidáveis duplex é definida pela adição de nitrogênio
como elemento de liga e apresentava fácil fabricação, alta resistência mecânica e excelente
resistência à corrosão em meios que continham Cloro. Este novo desenvolvimento comercial,
que começou no final dos anos 70, coincidiu com o desenvolvimento das plataformas offshore
de gás e petróleo no Mar do Norte e a demanda por aços inoxidáveis com excelente
resistência à corrosão por cloretos, boa trabalhabilidade e alta resistência. O aço duplex 2205
tornou-se o motriz da segunda geração de aços duplex e foi empregado amplamente no
transporte de gás e em processos offshore.
A alta resistência dos aços inoxidáveis duplex permitiu a diminuição da espessura de
parede, reduziu o peso das plataformas e forneceu incentivo considerável para o uso destes
materiais. O desenvolvimento dos aços inoxidáveis duplex continuou por meio da adição de
elementos de liga e obtiveram-se ganhos consideráveis nas propriedades anticorrosivas destes
34
materiais. Os aços inoxidáveis duplex modernos podem ser divididos em cinco grupos, dentro
dos quais encontramos o aço inox super duplex (IMOA, 2012).
• Lean Duplex - que não contém adição deliberada de Mo, como por exemplo,
2304;
• Padrão Duplex (Standard) - carro-chefe responsável por mais de 80% do uso
de duplex, como por exemplo, 2205;
• Duplex 25 Cr - como a liga 255 com PREN inferior a 40;
• Super Duplex - (PREN 40-45), com 25-26 Cr e mais Mo e N, comparado com
os tipos 25 Cr, como por exemplo, 2507;
• Hiper Duplex - definido como um aço inoxidável duplex de liga alta com
PREN acima de 45.
2.1.4 Propriedades dos aços duplex e super duplex
O comportamento mecânico dos aços inoxidáveis duplex está intimamente relacionado
com a característica de cada fase. Por isso, o balanceamento entre as frações volumétricas de
austenita e ferrita deve estar próximo de 50% para cada uma das fases, a fim de se maximizar
as propriedades mecânicas. A combinação entre os elevados valores de alongamento da
austenita com o elevado limite de escoamento da ferrita nos aços inoxidáveis duplex forma
um conjunto de notáveis propriedades mecânicas. Dessa forma, os aços inoxidáveis duplex
apresentam elevado limite de escoamento, da ordem de duas a três vezes o valor dos aços
austeníticos. Além disso, apresenta um alongamento mínimo em torno de 25%, com
resistência à tração aproximadamente igual à dos aços austeníticos, e resistência à corrosão
sob tensão maior que a dos aços austeníticos (NILSSON, 1992).
Os aços inoxidáveis duplex exibem um alto nível de resistência à corrosão na maioria
dos ambientes onde os tipos austeníticos padrão são utilizados. Todavia, existem algumas
exceções notáveis nas quais eles são decididamente superiores. Isto é resultado do seu alto
teor de cromo, que é benéfico em ácidos oxidantes, juntamente com molibdênio e níquel
suficientes para oferecer resistência em ambientes ácidos levemente redutores. O teor
relativamente alto de cromo, molibdênio e nitrogênio também oferece a eles muito boa
resistência à corrosão por pites e em frestas induzida por cloretos. Sua estrutura duplex é uma
35
vantagem em ambientes com potencial de fratura por corrosão sob tensão. Como sua
microestrutura contém pelo menos 20 a 30% de ferrita, os aços inoxidáveis duplex são muito
mais resistentes à corrosão sob tensão por cloretos que os aços inoxidáveis austeníticos dos
tipos 304 ou 316 (IMOA, 2012).
Os aços inoxidáveis super duplex (AISD) têm propriedades mais nobres em relação aos
duplex e apresentam maior resistência mecânica e uma superior resistência equivalente à
corrosão por pite (SANTOS; BOLFARINI, 2005). Outra grande vantagem associada ao
emprego dos aços inoxidáveis super duplex é o custo, já que o material surge como uma
alternativa mais econômica em relação a algumas ligas de níquel e até mesmo a outros aços
inoxidáveis. São caracterizados pela composição química similar à dos aços inoxidáveis
duplex, com maiores teores de Cr, Ni, Mo e N.
Uma distinção deve ser feita entre os tipos mais antigos de aços austenítico-ferríticos e
os duplex desenvolvidos mais recentemente. As propriedades de alguns deles foram
melhoradas por intermédio de um balanceamento cuidadoso da composição química. Os aços
duplex geralmente apresentam resistência ao impacto mais baixa que os austeníticos e as ligas
mais novas oferecem boa tenacidade em temperaturas moderadamente baixas, além de boa
soldabilidade. O nitrogênio cumpre um papel importante para aumentar a soldabilidade. Esse
é um resultado do balanceamento da composição química. (SANDVIK MATERIALS
TECHNOLOGY, 2016).
2.2 Usinabilidade
A usinabilidade deve ser compreendida como um sistema de propriedades que
dependem de interações complexas entre os materiais da peça e da ferramenta, do fluido e das
condições de corte. Dessa forma Trent e Wright, (2000) sugerem que usinabilidade não é
apenas uma propriedade, mas o “modo” do material se comportar durante a usinagem. Assim,
usinabilidade é muito mais uma função de testes, nos quais a melhoria da mesma é
caracterizada por, pelo menos, um dos seguintes fatores:
• Aumento da vida da ferramenta;
• Maior taxa de remoção de material;
• Melhoria do acabamento superficial;
36
• Melhor controle do cavaco;
• Diminuição das forças de usinagem.
Assim, de modo geral, usinabilidade é uma grandeza tecnológica que expressa um
conjunto de propriedades de usinagem de um material em relação a outro tomado como
padrão (DINIZ, MARCONDES, COPPINI, 2014). Representa a dificuldade (ou facilidade) de
se usinar um dado material.
A usinabilidade depende das características do material que está sendo submetido à
usinagem (composição química, propriedades mecânicas, dureza), assim como depende
também de muitas variáveis do processo de usinagem. Referente às características do material
DINIZ et al., (2014) relacionam a influência de algumas propriedades do material sobre a
usinabilidade:
Dureza e resistência mecânica: valores baixos de dureza e de resistência mecânica
favorecem a usinabilidade, desde que a dureza não seja muito baixa e, com isso, aumente a
ductilidade da liga a ponto de propiciar a formação de aresta postiça de corte (APC) sobre a
ferramenta;
Ductilidade: baixos valores de ductilidade são geralmente benéficos à usinabilidade,
pois a formação de cavacos curtos é facilitada e obtém-se menor perda de energia com o atrito
entre cavaco e superfície de saída. Porém, em geral, diminuir a ductilidade de uma liga
significa também aumentar sua dureza e resistência mecânica;
Condutividade térmica: a alta condutividade térmica do material da peça faz com que o
calor seja retirado rapidamente da região de corte e, assim, um menor percentual do calor
gerado é dissipado pela ferramenta, diminuindo sua taxa de desgaste. Porém, algumas ligas de
alta condutividade térmica, como por exemplo, o alumínio, são muito sensíveis ao calor,
podendo dilatar-se se o calor gerado da usinagem permanecer na peça (resultado da alta
condutividade térmica) e, com isto, prejudicar a obtenção de tolerâncias apertadas de forma e
dimensão;
Taxa de encruamento: uma alta taxa de encruamento significa que a resistência do
material é muito aumentada para um determinado nível de deformação plástica. A deformação
plástica causada pela usinagem na peça gera o encruamento de sua superfície, o que dificulta
a sua posterior usinagem. No processo de fresamento, por exemplo, a deformação causada por
uma aresta de corte dificulta a remoção do cavaco a ser gerado pela próxima aresta.
37
2.2.1 Usinabilidade dos aços inoxidáveis
Por causa da grande variedade de aços inoxidáveis disponíveis, uma caracterização
simples de sua usinabilidade pode ser um tanto quanto imprecisa. A usinabilidade de aços
inoxidáveis varia de baixa a muito alta, dependendo da escolha final da liga.
Segundo ASM (1995), os aços inoxidáveis caracterizam-se por um comportamento
“pastoso” durante o corte, mostrando uma tendência de formar cavacos longos e flexíveis que
aderem à ferramenta ou formam aresta postiça de corte, além de tornarem difícil a remoção
dos mesmos; isto pode resultar em redução da vida da ferramenta e acabamento superficial
inadequado. Os benefícios da resistência à corrosão devem ser balanceados com o custo de
usinagem, pois quando se trata de aço inoxidável a usinabilidade é o principal fator de custo
(BOSSERT, 1995 apud MARQUES, 2007).
As características dos aços inoxidáveis que exercem grande influência na usinabilidade
incluem (TRENT, WRIGTH, 2000; MACHADO et al., 2015):
• Alta taxa de encruamento;
• Elevada ductilidade;
• Elevada resistência à fratura (tenacidade);
• Baixa condutividade térmica;
• Altos valores de resistência mecânica;
• Tendência à formação de arestas postiças de corte.
As altas taxas de encruamento fazem dos aços inoxidáveis duplex materiais de difícil
usinabilidade, requerendo tempos maiores para o seu processamento através da usinagem
(IMOA, 2014). A figura 2.3 mostra que, de acordo com o aumento da tensão aplicada no
material, que na usinagem pode ser considerada a pressão de corte, e também com o aumento
da área porcentual trabalhada ou usinada da peça em relação à sua dimensão total,
proporciona-se endurecimento da superfície através do encruamento.
38
Figura 2.3 – Efeito da deformação à frio nas propriedades mecânicas do aço inoxidável duplex 2205.
Fonte: (IMOA, 2014)
Os aços inoxidáveis em geral também apresentam tendência à formação de arestas
postiças de corte que, diferentemente dos outros aços, podem aparecer em velocidades de
corte mais elevadas, por conta da alta ductilidade e das altas taxas de encruamento. A
presença de aresta postiça prejudica a obtenção de bons acabamentos e leva à redução da vida
das ferramentas (PARO, HÄNNINEN, KAUPPINEN, 2001).
A usinagem dos aços inoxidáveis, em geral, é mais difícil que a dos aços carbono
comuns, sendo que os ferríticos e martensíticos apresentam uma melhor usinabilidade em
relação aos austeníticos e duplex (DINIZ, MARCONDES, COPPINI, 2014; CHIAVERINI,
2002), como pode ser observado na figura 2.4.
39
Figura 2.4 – Desempenho comparativo na usinagem das principais classes de aços inoxidáveis.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
Os aços inoxidáveis ferríticos, que na usinagem se assemelham aos aços de baixa liga
em relação à quebra de cavacos e desempenho da ferramenta, têm grau de usinabilidade
100%, o que indica maior facilidade para usiná-lo e maior vida da ferramenta em comparação
à usinagem dos outros tipos de inox.
Já os aços inoxidáveis austeníticos são considerados como uma das classes com a pior
usinabilidade, sendo sua usinagem dificultada pelo seu alto coeficiente de encruamento e
baixa condutividade térmica, promovendo desgaste acelerado da ferramenta e elevadas
temperaturas na interface cavaco-ferramenta, (TRENT, WRIGTH, 2000; MACHADO et al.,
2015), além da formação de cavacos longos, que contribuem para o pobre acabamento
superficial da peça usinada.
Os aços duplex são citados na figura com usinabilidade 30%. Portanto, o segundo mais
difícil de usinar. Os aços super duplex (objeto de estudo neste trabalho e que não aparecem na
figura) são um tipo de aço inoxidável ainda mais difícil de ser usinado em comparação ao
duplex, isto é, tendem a apresentar menor vida da ferramenta e maiores esforços de corte
quando comparado aos outros.
40
Uma alternativa para melhorar a usinabilidade dos aços inoxidáveis é a adição de
elementos de liga que formam inclusões frágeis, reduzindo a ductilidade e promovendo a
quebra do cavaco. Geralmente o elemento mais empregado é o enxofre (DINIZ,
MARCONDES, COPPINI, 2014; MACHADO et al., 2015). Adições de telúrio e selênio
também melhoram a usinabilidade, porém provocam quedas em outras propriedades,
produzindo efeitos secundários indesejáveis (CHIAVERINI, 2002; MACHADO et al., 2015).
Alguns trabalhos relacionados com usinagem de aços inoxidáveis mostram a dificuldade
na usinagem desses materiais, como forças elevadas, formação de cavacos longos, vibração e
consequentemente, problemas no acabamento da superfície, avarias excessivas como
lascamentos e quebra da ferramenta, geralmente atribuída a uma alta adesão e abrasão na
interface cavaco-ferramenta, formação de aresta postiça e maiores áreas de contato
(KORKUT et al., 2004; NOMANI et al., 2013).
Estes fatores reforçam o efeito das propriedades destes materiais na usinabilidade, de
forma que uma baixa condutividade térmica e alta ductilidade em temperaturas elevadas
promovem amolecimento do material, que por sua vez, se deforma muito sem se quebrar,
fazendo com que cavacos longos sejam produzidos, e consequentemente aumentando a área
de contato cavaco-ferramenta e a adesão na ferramenta. Já o encruamento contribui para uma
maior abrasão, comprometendo o acabamento da superfície e promovendo um desgaste
acelerado da ferramenta.
2.2.2 Usinabilidade dos aços inoxidáveis duplex e super duplex
Os aços inoxidáveis austeníticos são considerados difíceis de usinar. Aresta postiça de
corte (APC) e desgaste irregular ocorrem frequentemente nas operações de usinagem destes
aços. Porém, do ponto de vista da usinagem, as dificuldades aumentam consideravelmente
quando se usinam aços inoxidáveis duplex, pois a usinabilidade do material frequentemente é
relacionada ao seu PRE. Os aços inoxidáveis duplex modernos tendem a ser mais difíceis de
usinar em virtude dos altos teores de austenita e nitrogênio, além do aumento de elementos
ligantes, diminuindo rápida e significativamente a usinabilidade desses aços (PARO,
HÄNNINEN, KAUPPINEN, 2001).
41
A estrutura bifásica dos aços inoxidáveis duplex contribui para induzir vibrações
durante o corte do material, aumentando ainda mais os problemas para a obtenção de bons
acabamentos superficiais e contribuindo para a diminuição da vida da ferramenta. Outro fator
que contribui para as dificuldades na usinagem é que, além das fases estarem aleatoriamente
distribuídas, cada fase possui características e propriedades diferentes e cada uma contribui de
maneira diferente para a formação de cavaco e retirada de material durante o corte
(BORDINASSI, 2006).
Como mostrado na figura 2.4, a usinabilidade relativa do aço inoxidável duplex é
geralmente baixa, em torno de 30% daquela obtida nos aços inoxidáveis ferríticos, em virtude
da alta tensão de escoamento, normalmente duas vezes maior que a apresentada pelos
austeníticos, e da alta resistência à tração. Os cavacos formados são resistentes e abrasivos
para as ferramentas, principalmente nas superfícies de saída das mesmas, o que ocorre
principalmente nos tipos com maior teor de liga, como é o caso do super duplex, que podem
gerar altas forças de corte, além do usual lascamento causado pelo impacto dos cavacos
(SANDVIK COROMANT, 2010). Por outro lado, a maior parte das ações tomadas durante a
fabricação desses aços visa aumentar a resistência à corrosão por pites, afetando diretamente e
negativamente sua usinabilidade. Com isso, altas forças de corte são exigidas e o rápido
desgaste da ferramenta é comum durante a usinagem do duplex e super duplex (IMOA, 2014).
Os aços inoxidáveis super duplex são produzidos com teores de enxofre mais baixos
possíveis. Por isso, há pouca contribuição deste elemento para a quebra de cavacos. Em outras
ligas de aços inoxidáveis, o enxofre combina-se com o manganês para formar partículas de
sulfeto de manganês, que contribuem para a quebra do cavaco, diminuem o coeficiente de
atrito e, com isso, aumentam a usinabilidade da liga. Sem estas partículas, a geração de calor é
muito alta durante o corte, o que pode causar deformação plástica e craterizações severas
(IMOA, 2014).
Por estas razões os aços inoxidáveis duplex são tipicamente mais difíceis de serem
usinados que os aços inoxidáveis austeníticos com resistência à corrosão similar. São
necessárias forças de corte mais altas com desgaste mais rápido da ferramenta.
A usinabilidade mais difícil, comparada aos austeníticos, é mais evidente quando se
utilizam ferramentas de metal duro. Isto está ilustrado na figura 2.5, que mostra a comparação
de usinabilidade de algumas classes de aços inoxidáveis duplex (S32101, 2304, 2205), super
duplex (2507) e também austenítico (316).
42
Figura 2.5 - Comparação de usinabilidade das diferentes ligas de aços inoxidáveis com ferramentas de
metal duro e aço rápido.
Fonte: (IMOA, 2014)
Outro fator que pode ser citado como um agente que dificulta a usinagem do duplex e
super duplex é a pressão de corte (Ks), que costuma ser mais elevada que a dos outros tipos de
aços inoxidáveis, devido aos maiores valores de tensão de escoamento e tensão de ruptura.
Com isso, há a necessidade de máquinas de maior potência, além de maior rigidez nas
fixações de peças e ferramentas, para conter a tendência à vibração decorrente do processo.
Como já citado, os aços inoxidáveis possuem algumas propriedades particulares que
influenciam no desgaste da ferramenta. Entre elas estão a baixa condutividade térmica, alta
taxa de encruamento, tendência à formação de cavacos longos e grande deformação plástica.
Essas propriedades geram diferentes mecanismos de desgaste, como a aderência, difusão e
abrasão, gerando assim, desgaste de flanco, de cratera, de entalhe e aresta postiça de corte.
2.3 Desgaste e vida de ferramenta
Durante os processos de usinagem ocorrem desgastes nas superfícies de saída e de folga
das ferramentas. Segundo Childs et al (2000), desgaste é a perda de matéria através de
asperezas ou micro-contato, ou em menor escala, mecanismos de remoção atômica ou
molecular. É um processo que progride continuamente. Para Trent e Wrigth (2000), o
processo de desgaste sempre envolve alguma perda de material da superfície da ferramenta.
43
Todos os tipos e mecanismos de desgaste podem ocorrer na usinagem de aços duplex e
super duplex. Porém, é necessário mencionar com mais detalhes o desgaste do tipo entalhe e a
formação da aresta postiça de corte, porque eles tipicamente ocorrem nesta usinagem.
2.3.1 Principais desgastes de ferramentas na usinagem de aço inoxidável duplex e super
duplex
a) Desgaste de Entalhe:
Figura 2.6 - Desgaste de Entalhe.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
De acordo com Santos e Sales (2007), o desgaste de entalhe aparece nas regiões
coincidentes com as laterais do cavaco (fig. 2.6 e 2.7). Ainda não existe um consenso na
literatura que explique exatamente o mecanismo que provoca o desgaste de entalhe. É comum
tratar essa forma de desgaste como um mecanismo que ocorre, principalmente, na usinagem
de materiais resistentes a altas temperaturas (como ligas de níquel, titânio e aço inoxidável).
44
Figura 2.7 - Detalhe de desgaste de entalhe (E1 TS2000 kr 0) testado pastilha intercambiável com
líquido refrigerante a uma velocidade de corte de 70 m/min.
Fonte: (CANTERO et al, 2013)
O desgaste do tipo entalhe, no fim do contato da ferramenta com a peça (fim da
profundidade de usinagem), ocorre na usinagem destes aços devido ao contato com as
rebarbas do corte altamente encruadas. A alta ductilidade faz com que o material comprimido
do cavaco, forme uma rebarba ao fim da profundidade de usinagem. Como alta taxa de
encruamento é também uma das propriedades deste tipo de material, esta rebarba é bastante
dura e cria um efeito de sulcamento nesta região da ferramenta, gerando grande desgaste de
entalhe (BIERMANN, HEILMANN, 2009). Oliveira (2013) concluiu, usando resultados de
ensaios de torneamento em aço super duplex, que o sulcamento gerado pela dura rebarba na
região do fim da profundidade de usinagem, acaba por remover a camada de cobertura
naquela região, o que propicia a extrusão do cavaco sendo gerado por este sulco e sua
posterior aderência, gerando desgaste de entalhe por attrition.
A figura 2.8 mostra o princípio da ligação entre a formação de rebarbas e o desgaste do
tipo entalhe separado em três etapas. As etapas individuais do processo são ilustradas durante
o torneamento de aço inoxidável de microestrutura duplex.
45
Figura 2.8 - Fases de formação de rebarbas e o desenvolvimento de desgaste tipo entalhe em aço
inoxidável duplex.
Fonte: (BIERMANN, HEILMANN, 2009)
A zona de contato linear entre material da peça e da ferramenta no fim da área de atrito
gera uma carga de ranhuramento ou sulcamento. Na usinagem de materiais que apresentam
tendência de encruamento, o efeito descrito é reforçado pelo aumento de dureza do material.
Essas cargas podem desenvolver desgaste do tipo entalhe na pastilha, mesmo se o
material da ferramenta e da cobertura apresentarem alta resistência ao desgaste. Numa
primeira fase, uma área deformada plasticamente na aresta principal de corte, na parte final da
zona de contato entre o material e a ferramenta, é criada. Uma rebarba surge do lado da peça
usinada, porém o crescimento é pequeno. Na segunda etapa, a rebarba causa um aumento do
desgaste que ultrapassa as camadas de cobertura, chegando ao substrato. Isso resulta na fadiga
do metal duro. Portanto, há uma interação entre a formação de rebarbas e o aparecimento do
desgaste de tipo entalhe, assim como o aumento de ambos. A consequência desse efeito é o
crescimento progressivo da rebarba. Os altos valores de entalhe e cargas induzidas pela
formação de rebarbas levam a pastilha a danos significativos. O mecanismo descrito gera uma
área deformada plasticamente no final da zona de contato da aresta principal de corte. O início
e o desenvolvimento da formação de rebarbas dependem de forma significativa das
propriedades do material da peça, da ferramenta e dos parâmetros de corte. Devido à alta
tenacidade à fratura e baixa condutividade térmica, alta ductilidade e alta taxa de
46
encruamento, a formação de rebarbas é característica da usinagem de aços inoxidáveis de
microestrutura austenítica e duplex (BIERMANN, HEILMANN, 2009).
b) Aresta Postiça de Corte (APC):
Figura 2.9 - Aresta Postiça de Corte.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
A aresta postiça de corte (APC) é um acúmulo de material encruado da peça que pode
se formar na superfície de saída da ferramenta de corte durante a usinagem. Sua ocorrência
está intimamente ligada às condições de corte, e às características microestruturais do material
da peça (figura 2.9).
Quando se usina em baixas velocidades de corte, a aresta postiça de corte pode se
formar. Existem evidências de que a APC é contínua com o material da peça e do cavaco, ao
invés de ser um corpo separado de material encruado, sobre o qual o cavaco escoa (TRENT,
WRIGTH, 2000). A fig. 2.10 mostra um desenho esquemático da APC, evidenciando ser esta
um corpo solidário ao material da peça e do cavaco.
Figura 2.10 – Aresta postiça de corte.
Fonte: (TRENT; WRIGHT, 2000)
47
A literatura explica a ocorrência da aresta postiça de corte da seguinte forma: devido às
altas tensões de compressão desenvolvidas durante o corte, o escorregamento do cavaco sobre
a superfície de saída da ferramenta não é mais possível e o cavaco se forma por deformação
plástica acima dos pontos A e B (fig. 2.10). O encruamento sucessivo de camadas do material
faz com que estes pontos se afastem da superfície de saída da ferramenta. Um dos problemas
da APC é que ela pode não ser estável e alguns fragmentos podem ser arrancados da mesma e
passarem entre a superfície de folga e a peça (o que piora o acabamento superficial) ou
arrastarem-se sobre a superfície de saída, aumentando o desgaste da ferramenta (TRENT,
WRIGHT, 2000). Além disso, estes fragmentos da APC levam consigo partículas da aresta de
corte, incentivando bastante a formação do desgaste de flanco.
Bandyopadhyay (1984) mostrou que a APC pode ser eliminada apenas com o pré-
aquecimento da ferramenta de corte. Quando o material é aquecido acima da temperatura de
recristalização, esse aumento de temperatura gera recristalização da porção de material
deformada, eliminando o encruamento necessário para formação da APC. Este fato explica
também porque a APC não se forma em velocidades de corte altas (maiores temperaturas de
corte).
A velocidade de corte é o parâmetro de maior influência na formação da APC. Para
velocidades de corte muito baixas não há formação de APC e o cavaco simplesmente desliza
sobre a superfície de saída da ferramenta. Com o aumento da velocidade de corte a APC
começa a se formar e irá aumentar de tamanho conforme a velocidade aumenta. O tamanho da
APC atinge um máximo e então começa a diminuir até desaparecer. Esta característica é
ilustrada na fig. 2.11.
Figura 2.11 - Variação das dimensões da APC com a velocidade de corte com identificação dos
regimes estável e instável e da velocidade de corte crítica.
Fonte: (FERRARESI, 2006)
48
Nota-se que a dimensão de APC cresce até atingir um valor máximo, a partir do qual
começa a diminuir até o valor de velocidade de corte critica (vc-critica), na qual a APC
desaparece completamente.
Um aumento do avanço leva a uma redução da vc-critica, ou seja, o desaparecimento da
APC será conseguido com menores velocidades de corte. O aumento da profundidade de corte
tem influência análoga ao aumento do avanço na redução da vc-critica, porém esta influência é
muito menos acentuada. A geometria da ferramenta afeta a formação da APC, sendo o ângulo
de saída o mais influente. Com aumento do ângulo de saída, a curva da figura 2.11 se desloca
para esquerda (FERRARESI, 2006).
Na usinagem com APC, se esta for estável, ela protege a superfície de saída da
ferramenta. O desgaste, nesse caso, é provocado apenas por adesão e abrasão na superfície de
folga, causada por partes da APC que se arrastam por entre a superfície de folga da ferramenta
e a peça. No caso da APC ser instável, ou seja, formar e desaparecer com determinada
frequência, outro importante mecanismo de desgaste, que envolve a aderência e o
arrastamento de micro partículas (attrition wear), estará presente e acelerará o
desenvolvimento de desgaste na superfície de saída (MACHADO et al., 2015).
De acordo com Trent (2000), a taxa de geração de calor na parte superior da APC
aumenta de acordo com o aumento da velocidade de corte, assim como sua temperatura. O
cálculo da temperatura em relação à velocidade de corte ou avanço é extremamente difícil por
causa da forma e do tamanho da aresta postiça, que estão em constantes mudanças. É
improvável que um método de cálculo preciso para estas condições será alcançado.
Mais recentemente, pesquisadores têm verificado que, no processo de usinagem,
fragmentos da peça usinada podem aderir à ferramenta de corte de duas formas durante a
usinagem. Em primeiro lugar, fragmentos da peça usinada podem soldar-se à aresta de corte,
levando à formação daquilo que é conhecido como Aresta Postiça de Corte (APC) ou Built-
Up Edge (BUE), mencionado anteriormente. Em segundo lugar, esses fragmentos da peça
usinada podem distribuir-se e acumular-se sobre uma grande parte da superfície de saída da
ferramenta de corte, que conduz à formação daquilo que é conhecido como Built Up Layer
(BUL). Estas situações podem surgir em separado sobre uma aresta de corte, ou podem
ocorrer simultaneamente (BILGIN, 2015).
Como mencionado anteriormente, o material da peça adere sobre a superfície de saída
da ferramenta de duas formas diferentes, e quase simultaneamente, conforme figura 2.12. A
49
primeira é a mais conhecida e envolve a formação de uma aresta postiça de corte (APC-BUE)
por aderência do material da peça de trabalho para a aresta de corte da ferramenta, figura
2.12(a). Na segunda, o material transferido é vertido para áreas mais largas na superfície de
saída da ferramenta, dando origem à chamada built-up layer (BUL) ou “deposição de
camadas”, figura 2.12(b).
Figura 2.12 – (a) Mecanismo de formação de APC (BUE) e desgaste por adesão; (b) Ferramenta com
BUE e BUL.
Fonte: (CARRILERO at al., 2002)
A formação de tais built-up layers sobre a ferramenta de corte depende de muitos
parâmetros, isto é, da geometria da ferramenta, do material da ferramenta, das condições de
corte.
A built-up layer (BUL) corresponde a uma camada seletiva de transferência ou
deposição, tornando-se presente quando inclusões, principalmente inclusões de sulfuretos e/ou
de óxidos, são transferidos a partir do material da peça usinada sobre a superfície de saída ou
a superfície de folga da ferramenta na forma de uma camada fina. Assim, dois pontos
principais diferenciam estes dois fenômenos (BUE e BUL), são a morfologia e a composição
(DESAIGUES at al., 2016).
Na superfície de saída, a built-up layer (BUL) é depositada na direção de fluxo dos
cavacos e está localizado na região central da interface cavaco-ferramenta. A formação de
built-up layer (BUL), como todos os fenômenos que se produzem na zona de fluxo (zona de
corte secundária), depende das condições locais de tensão, cisalhamento, taxa de deformação
e temperatura, e das propriedades da ferramenta e da peça a ser usinada.
A maioria dos estudos experimentais sobre a formação da BUL foi realizada utilizando
ferramentas de corte com face plana/lisa (sem quebra cavacos), mesmo em recentes
experimentos. Somente alguns autores conduziram experimentos usando pastilhas com
50
quebra cavacos, por exemplo, Essel (2006) para os aços de corte livre e Nordgren e Melander
(1990) para os aços para construção mecânica. Quebra cavacos sinterizados modificam em
grande parte a distribuição de tensão na interface cavaco-ferramenta, e assim, a localização da
BUL é alterada. Camadas de sulfureto foram observadas, em ferramentas com quebra cavacos
sinterizados, muito próximas da aresta de corte e no fim da zona de contacto cavaco-
ferramenta, quando BUL é normalmente observada no meio da interface cavaco-ferramenta
com ferramentas de superfície plana, ou seja, sem quebra cavacos (NORDGREN,
MELANDER, 1990; ESSEL, 2006).
Muitos estudos ressaltam que a espessura da BUL e até mesmo sua composição se
alteram com diferentes velocidades de corte, em particular a BUL começa a aparecer quando
a BUE desaparece. Inclusões de sulfureto podem induzir a uma primeira camada com
velocidade de corte baixa e inclusões de óxidos estão envolvidos na geração de BUL com
velocidade de corte superior. Foi observado que a espessura da BUL aumenta e atinge um
valor máximo de até 30 µm, diminuindo progressivamente e levando a um desgaste rápido da
ferramenta. Esta tendência foi encontrada na usinagem de aços de corte livre, aços para
construção mecânica e até mesmo aços inoxidáveis (DESAIGUES at al., 2016).
Estudos mais recentes já apresentam built-up layers (BUL) ou “deposição de camadas”
sobre a ferramenta de corte como uma proteção à ferramenta contra o desgaste, aumentando a
vida da mesma e melhorando sua produtividade.
Hartung e Kramer (1982) observaram a formação de built-up layer (BUL) e built-up
edge (BUE), na usinagem da liga de titânio Ti6Al4V com ferramentas de corte de diferentes
classes de material. Eles observaram que o desgaste das ferramentas é consideravelmente
reduzido em certas condições, com uma camada que protege o deslizamento na interface
cavaco-ferramenta e limita a taxa de difusão dos elementos que constituem as ferramentas, já
em altas velocidades, esta camada de proteção é removida e o desgaste das ferramentas
aumenta rapidamente. A espessura desta camada é determinada pelo balanceamento entre a
taxa de difusão do material da ferramenta, e da taxa de dissolução e reação do material da
peça na camada em formação (HARTUNG, KRAMER, 1982; OLIAEI, 2016).
A Aresta Postiça de Corte (APC) é muito comum na usinagem do aço inoxidável,
particularmente nos aços austeníticos, duplex e super duplex. Pode aparecer mesmo em
velocidades de corte mais elevadas devido à alta resistência à fratura, alta ductilidade e altas
taxas de encruamento desses aços. Inevitavelmente, isto leva à redução da vida da ferramenta
com alto desgaste da mesma, devido às altas forças de corte. Frequentemente, pequenos
51
pedaços de material são removidos da ferramenta, devido à alta adesão na superfície de saída,
levando consigo fragmentos da ferramenta (KORKUT et al., 2004). Os cavacos assim
soldados na superfície de saída da ferramenta desgastam camadas da cobertura e até partes do
substrato quando se soltam da aresta de corte; também provocam um acabamento superficial
inadequado da peça. É recomendado que a velocidade de corte seja aumentada (acima da
vc-critica) para que se obtenha uma temperatura superior à da área de formação desta aresta
indesejável e que seja usada uma ferramenta com uma aresta de corte viva juntamente com
uma classe de cobertura com baixo coeficiente de atrito, que reduz a aderência do cavaco na
superfície de saída da ferramenta. Isto irá reduzir a tendência de soldagem dos cavacos sobre
a aresta de corte (SANDVIK COROMANT, 1996).
2.3.2 Geometria de Ferramentas e Rugosidade da Peça
A geometria da ferramenta de corte exerce grande influência no desempenho da
usinagem e na vida da própria ferramenta. Por melhor que seja o material da ferramenta, se a
sua geometria não for preparada adequadamente, não haverá êxito na operação. Tamanha é a
sua importância que se faz necessário normalizar, da maneira mais conveniente possível, os
ângulos da cunha cortante para uniformizar a nomenclatura entre os profissionais e a literatura
especializada. No Brasil, existe a norma brasileira NBR ISO 3002-1 - Grandezas básicas em
usinagem e retificação (ABNT, 2013), que trata desse assunto.
Diversos elementos constituintes da geometria das ferramentas de corte podem ser
modificados visando otimizar seu desempenho. Os seguintes elementos da cunha cortante
podem ser combinados: raio de ponta, ângulo da saída, ângulo de folga, ângulo de inclinação,
ângulo de posição, quebra-cavaco, chanfro da aresta de corte, entre outros (RODRIGUES,
2005).
52
• Ângulo de Saída (ɣo) - figura 2.13
Figura 2.13 - Representação esquemática do ângulo de saída positivo, nulo e negativo
Fonte: (SANDVIK COROMANT ACADEMY, 2011)
Em geral, o ângulo de saída (ɣo) varia de -8° a 20° e influencia decisivamente na força e
na potência necessárias ao corte, uma vez que quanto maior o ângulo de saída (ɣo), menor será
o trabalho de dobramento e o encruamento do material do cavaco. Consequentemente, o
acabamento da peça e a temperatura de corte também serão afetados, gerando valores
menores de rugosidade superficial com menores temperaturas de corte.
Para aços inoxidáveis em geral, incluindo o super duplex, é recomendado ângulo de
saída positivo, variando de 5º a 20º (SANDVIK COROMANT, 1996).
• Ângulo de Inclinação (λs) - figura 2.14
O ângulo de inclinação normalmente varia de -11° a 11° e tem como função, controlar
a direção de saída do cavaco, proteger a ponta da ferramenta contra impactos e atenuar
vibrações geradas pelo processo.
Figura 2.14 – Ângulo de inclinação mensurado em relação ao plano H
Fonte: (ASTAKHOV, 2006)
53
Os porta pastilhas disponíveis no mercado global e padronizados pela norma ISO-
13399, para pastilhas intercambiáveis negativas (dupla face), apresentam em sua maioria
ângulos de saída e de inclinação de -6º (figura 2.15-a). Portanto, o ângulo de saída positivo
recomendado para os aços inoxidáveis, incluindo os super duplex, são proporcionados durante
a usinagem, através das geometrias de quebra cavacos das pastilhas intercambiáveis (figura
2.15-b), desenvolvidas com ângulos de saída positivos especialmente para usinagem desses
aços. A montagem da pastilha intercambiável no porta pastilha resulta em ângulo efetivo de
saída positivo (DINIZ, MARCONDES, COPPINI, 2014; SANDVIK COROMANT, 1996).
Figura 2.15 - Ângulos de saída (ɣ) e inclinação (λ) para porta pastilhas normalizados e geometrias de
quebra cavacos em pastilhas intercambiáveis para aço inoxidável
Fonte: (SANDVIK COROMANT ACADEMY, 2011)
Os porta pastilhas para pastilhas intercambiáveis positivas (face única) apresentam em
sua maioria ângulos de saída e de inclinação de 0º, e também nestes casos o ângulo de saída
positivo recomendado para a usinagem dos aços inoxidáveis são proporcionados através das
geometrias de quebra cavacos dessas pastilhas, com ângulos de saída positivos, também
desenvolvidas especialmente para usinagem desses aços inoxidáveis (DINIZ, MARCONDES,
COPPINI, 2014; SANDVIK COROMANT, 1996).
• Ângulo de posição da aresta principal de corte - (χr)
O ângulo de posição da aresta principal de corte χr, (figura 2.16) afeta
significativamente o processo de usinagem, pois tem influência direta na espessura de corte
(h) e largura de corte (b) do cavaco, na temperatura na região de corte e na vida da
ferramenta.
Ângulo de Inclinação (λ) = -6
Ângulo de Saída (γ) = -6
(a) (b)
54
Ele exerce influência sobre a vida da ferramenta de corte distribuindo de forma
favorável as tensões no início e no fim do corte. Tem efeito na direção de saída do cavaco e é
responsável pela componente passiva da força de usinagem, que contribui para a redução das
vibrações (MACHADO et al., 2015).
Figura 2.16 – Representação esquemática do ângulo de Posição
Fontes: (SANDVIK COROMANT ACADEMY, 2011) e (SANDVIK COROMANT, 1996)
Para aços inoxidáveis em geral, incluindo o super duplex, é recomendado ângulo de
posição da aresta principal de corte pequeno (tipo 60º - 45º) para evitar o desgaste tipo entalhe
e a formação de rebarbas durante a usinagem (SANDVIK COROMANT, 1996).
• Ângulo de Folga (α0)
O ângulo de folga (α0) normalmente varia de 5° a 20° e sua principal função é evitar
atrito entre a peça e a superfície de folgada ferramenta. Se o valor do ângulo de folga (α0) for
muito baixo, entretanto, a cunha não penetrará adequadamente na peça e, assim, a ferramenta
perderá sua afiação rapidamente, visto que há grande geração de calor. Além disso, o
acabamento da peça será prejudicado. Porém, se o ângulo de folga (α0) for muito elevado, a
cunha da ferramenta perderá resistência, podendo soltar pequenas lascas ou até mesmo se
quebrar (MACHADO et al., 2015).
Quando ângulo de folga aumenta, o ângulo da cunha de corte diminui, conforme
mostrado na figura 2.17.
fn1
fn1
h1
h2
b1=ap
b2
55
Figura 2.17 – Representação esquemática dos ângulos de Folga e de Cunha
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 1996)
• Ângulo de cunha - (β0)
Sua função principal é aumentar a resistência mecânica da ferramenta, visto que na
usinagem dos materiais é exercida maior pressão próxima à aresta de corte e por isso se exige
uma cunha menos aguda. Tem-se, ainda, maior aquecimento na região próxima à aresta e,
portanto, quanto maior for β0, maior a área de dissipação do calor e maior a resistência da
ferramenta de corte (SOUZA, 2011).
Para aços inoxidáveis e materiais dúcteis em geral, é recomendado ângulo de cunha de
90º, ou seja, pastilha intercambiável negativa para que a cunha da ferramenta possua uma
maior resistência ao choque (DINIZ; MARCONDES; COPPINI, 2014).
• Ângulo de ponta - (εr) - figura 2.18
Figura 2.18 - Representação esquemática do ângulo de ponta
Fonte: (SANDVIK COROMANT ACADEMY, 2011)
Tem como função principal aumentar a resistência mecânica da ferramenta, visto que
materiais de difícil usinabilidade exercem maior pressão na aresta de corte e por isso exigem
ângulo de ponta menos agudo (MACHADO et al., 2015).
• Raio de Ponta
O raio de ponta da pastilha é um fator importante nas operações de usinagem. A escolha
do raio de ponta depende da profundidade de corte (ap) e do avanço (f). A escolha destes dois
56
parâmetros tem influência direta nos resultados de acabamento superficial obtido, formação e
controle de cavacos e resistência da pastilha no processo.
Recomenda-se ter mais forças axiais no processo de usinagem (figura 2.19) em vez de
radiais, as quais têm efeitos negativos sobre a ação de corte, acarretando como, por exemplo,
maior tendência a vibrações e acabamento superficial ruim. Em outras palavras, a direção
axial no processo de torneamento (direção de avanço no torneamento longitudinal) costuma
ser uma direção bastante rígida, já que, de um lado do eixo de revolução da peça está a placa e
do outro lado a torre, ambas bastante rígidas. Já na direção radial, o único elemento que
resiste à deflexão causada por esta componente da força é a própria ferramenta, em alguns
casos e, em outros, a peça. Assim, em operações do tipo torneamento interno de acabamento e
torneamento em acabamento de eixos esbeltos é necessário que se tomem ações para se
diminuir a força radial, a fim de garantir vibração baixa e consequente bom acabamento da
superfície usinada.
Figura 2.19 – Relação entre raio de ponta e profundidade de corte
(Força radial X Força axial)
Fonte: (SANDVIK COROMANT ACADEMY, 2011)
Segundo Diniz, Marcondes e Coppini (2014), o raio de ponta da ferramenta mais os
ângulos de posição (χr) e de inclinação (λs) têm grande influência em duas componentes da
força de usinagem, ou seja, na força de avanço (axial) e na força de profundidade (radial). Em
estudos desenvolvidos nessa área, constata-se que à medida que o raio de ponta aumenta, a
força radial (profundidade) também aumenta substancialmente, ao passo que, a força axial (de
avanço) diminui. Por outro lado, com o aumento do ângulo de posição (χr), também há um
aumento acentuado na força axial. Já com a força radial ocorre justamente o oposto, isto é,
essa força decresce sensivelmente com o aumento do ângulo de posição. A influência do
ângulo de inclinação (λs) nos valores da força radial é inversa, ou seja, com o decréscimo do
ângulo de inclinação há um crescimento acentuado na força de profundidade (radial).
ap ap ap
Força RadialForça Radial Força Radial
Força Axial
ap ap apForça Axial
ap ap ap
Força Axial
57
Para acabamentos em pequenas profundidades de corte, valores inferiores a 1/3 do raio
de ponta devem ser evitados. O acabamento superficial gerado será diretamente influenciado
pela combinação do raio de ponta e da faixa de avanço.
O raio de ponta também afeta a formação de cavacos e geralmente a quebra de cavacos
melhora com um raio menor. Também a relação entre o raio de ponta e a profundidade de
usinagem deve ser levada em consideração, pois influencia na quebra do cavaco. Quando a
relação ap/rε é pequena [Fig. 2.20 (b)], o corte será feito na região da ponta da ferramenta
(sobre o raio de ponta, na parte curva da aresta) e fará com que o cavaco se dobre
lateralmente, com grande ângulo de fluxo, formando um cavaco que não se quebra com
facilidade. Quando esta relação é grande [Fig. 2.20 (a)], o material passa a ser cortado pela
parte reta da aresta principal de corte e, além da curvatura lateral, haverá curvatura vertical do
cavaco e ele se dobrará no sentido de encontrar a superfície de folga da ferramenta e se
quebrará (DINIZ, MARCONDES, COPPINI, 2014).
Figura 2.20 - Relação entre raio de ponta e profundidade de usinagem
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
A relação entre raio de ponta e avanço tem uma grande influência no acabamento de
superfície. Um grande raio de ponta, por um lado, diminui a rugosidade pela diminuição da
contribuição geométrica, mas, por outro lado, aumenta a rugosidade devido ao aumento da
vibração que é gerada devido ao aumento do atrito causado pela maior área de contato entre a
ferramenta e a peça, além do aumento da força de corte radial (DINIZ, MARCONDES,
COPPINI, 2014). Contudo, as pastilhas alisadoras (wiper) podem ser usadas para melhorar o
acabamento superficial ou aumentar o avanço (vide item 2.3.2.2 Rugosidade com Pastilhas
Alisadoras Wiper).
58
2.3.2.1 Rugosidade da Peça
As superfícies, por mais perfeitas que pareçam, são uma herança do método empregado
em sua obtenção, por exemplo, tipo de operação (torneamento, fresamento, retificação,
metalurgia do pó ou lapidação). Elas apresentam saliências (picos) e reentrâncias (vales) com
espaçamento regular ou irregular, que tendem a formar um padrão ou uma textura
característica em sua formação.
O perfil de uma superfície apresenta características complexas que são uma combinação
de erros de forma, rugosidade e ondulações, conforme ilustrado na figura 2.21. Os erros de
forma são variações macro geométricas na superfície em relação à superfície definida em
projeto. A textura superficial engloba desvios inferiores ao erro de forma, ou seja, inclui a
rugosidade, as ondulações, as marcas e as falhas ou defeitos (KALPAKJIAN, SCHMID,
2001).
A rugosidade revela sulcos e marcas deixadas pela ferramenta na superfície da peça e
desempenha um papel importante nos componentes mecânicos, influenciando características
como qualidade de deslizamento, resistência ao desgaste, possibilidade de ajuste forçado,
resistência oferecida pela superfície ao escoamento de fluidos e lubrificantes, qualidade de
aderência que a estrutura oferece às camadas protetoras, resistência à corrosão e à fadiga,
capacidade de vedação e, finalmente, na aparência (KALPAKJIAN, SCHMID, 2001).
Figura 2.21 – Características superficiais.
Fonte: (KALPAKJIAN, SCHMID, 2001)
59
A rugosidade de uma superfície usinada sofre influência de vários parâmetros de
usinagem, como a geometria da ferramenta de corte, geometria da peça, rigidez da máquina
ferramenta, material da peça, condições de corte, lubrificação, refrigeração e material da
ferramenta. Segundo Machado et al. (2015), a rugosidade é menor ou o acabamento é melhor
quando:
a) As deflexões geradas por esforços de usinagem ou vibrações são pequenas;
b) O raio de ponta for grande;
c) A ferramenta e a peça estão corretamente posicionadas e centradas;
d) O material da peça é inerentemente puro, livre de defeitos;
e) O eixo principal da máquina ferramenta está corretamente alinhado e as guias sem
desgastes;
f) O corte ocorre sem aresta postiça de corte.
Conforme comentado no item 2.3.2 (Raio de Ponta), o aumento do raio de ponta torna a
ponta da ferramenta mais resistente, mas também aumenta a vibração da ferramenta devido ao
aumento do atrito causado pela maior área de contato entre a ferramenta e a peça e também
devido ao aumento da componente radial da força de usinagem, que provoca deflexão na peça
e/ou na ferramenta. O acabamento da superfície depende muito da relação entre avanço e raio
de ponta. Este par (f-rε) tem uma contribuição geométrica à rugosidade superficial da peça
torneada dada pela equação 2.1 e mostrada na figura 2.22 (DINIZ, MARCONDES e
COPPINI, 2014).
Ou ainda, para a rugosidade média teórica ( MACHADO et al., 2015):
Nota-se que a rugosidade é governada principalmente pela relação entre avanço da
ferramenta e raio de ponta. Quanto maior o avanço adotado, pior o acabamento e quanto
maior o raio de ponta da ferramenta, menores serão as irregularidades.
Um grande valor de avanço permite minimizar o tempo de corte, mas provoca aumento
substancial no valor da rugosidade. Um grande raio de ponta de ferramenta diminui o
componente geométrico da rugosidade dado pela equação 2.1, mas provoca o aumento da
Equação 2.1
Equação 2.2
60
vibração no momento da usinagem, dificulta a quebra dos cavacos gerados e pode diminuir a
vida da ferramenta (JAVIDI et al., 2008).
Figura 2.22 - Perfil teórico de rugosidade de uma peça torneada.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
O valor de rugosidade obtido com a equação 2.1 é a mínima rugosidade possível de ser
obtida em um processo de torneamento. Normalmente, a rugosidade real é maior (e às vezes
bem maior) do que a obtida usando a equação 2.1, devido a diversos fatores como vibração,
deformação do cavaco, fluxo lateral do cavaco, etc. Um grande raio de ponta, por um lado,
diminui a rugosidade pela diminuição da contribuição geométrica, por outro lado, aumenta a
rugosidade devido ao aumento da vibração. Em geral o aumento do raio de ponta diminui a
rugosidade, mas não como seria esperada ao se analisar a equação 2.1 (DINIZ;
MARCONDES; COPPINI, 2014).
Conforme citado no item 2.3.1(b), sob baixas velocidades de corte pode ocorrer a
formação da APC e o resultado é um acabamento inferior. O efeito da APC no acabamento
superficial é atribuído ao fato de que partes dela são cisalhadas durante o processo e
permanecem aderidas à superfície da peça em usinagem. Portanto, o acabamento melhora
quando se aumenta a velocidade de corte, porque a APC tende a desaparecer. Além disso, a
elevação da temperatura causada pelo aumento da velocidade de corte provoca a redução da
resistência ao cisalhamento do material da peça, promovendo a redução das forças de
usinagem e consequentemente, a melhoria do acabamento. Porém, o aumento da velocidade
de corte é obtido por meio da elevação da rotação do eixo-árvore, que pode atingir valores nos
quais as vibrações prejudicam o acabamento (MACHADO et al., 2015).
61
2.3.2.2 Rugosidade com Pastilhas Alisadoras (Wiper)
Um modo de melhorar o acabamento superficial de peças usinadas sem que sejam
necessárias alterações nos parâmetros de usinagem é a utilização das chamadas “pastilhas
alisadoras”. Estas pastilhas intercambiáveis foram projetadas e lançadas no mercado metal
mecânico global em 1997 para operações de torneamento, principalmente para faceamento e
torneamento longitudinal. Nesse projeto foi alterada a forma da ponta da ferramenta como
mostrado na figura 2.23(a) e 2.23(c). Essa ponta é formada por uma combinação de raios
terminando em um raio muito grande nas arestas secundárias (formando duas retas
perpendiculares) conforme figura 2.23(a), com o propósito de alisar a superfície já usinada, de
forma a diminuir a altura do perfil da rugosidade da peça. Esse tipo de ferramenta proporciona
a utilização de maiores avanços que uma ferramenta convencional, obtendo-se rugosidades
similares.
Figura 2.23 – Esquema da ponta de ferramenta alisadora.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
Os círculos na figura 2.24 que são indicados pelas setas do raio rε mostram as
superfícies no perfil da peça nas quais não se terá o efeito “alisador” durante a usinagem,
quando da utilização de pastilhas alisadoras. Nessas superfícies os efeitos serão do raio de
ponta normal da pastilha (por exemplo, rε= 0,8mm). Em outras palavras, somente ter-se-á o
efeito alisador da ponta da ferramenta em torneamentos com direção de avanço paralela ou
perpendicular ao eixo da peça. Em torneamento cônico ou de raios, este efeito é
geometricamente impossível, como mostra a figura 2.24.
62
Figura 2.24 – Pastilha alisadora e suas aplicações no torneamento longitudinal e faceamento.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
Quando passa-se a usinar superfícies inclinadas (ou raios), haverá perda progressiva do
efeito alisador das fases planas da pastilha alisadora nessas superfícies usinadas.
Consequentemente, os efeitos de melhor rugosidade superficial irão regredir e voltarão ao
nível da rugosidade obtida com o raio de ponta original da pastilha convencional, ou seja,
nessas situações, a pastilha alisadora passa a comportar-se exatamente como uma pastilha
convencional gerando a mesma qualidade superficial da pastilha convencional.
Assim, é necessário que este tipo de pastilha intercambiável tenha sua aplicação feita de
modo correto. Caso seja necessário um aumento de produtividade, a pastilha alisadora permite
a utilização de cerca do dobro do avanço (mantendo-se o mesmo nível de acabamento de uma
pastilha convencional). Caso sejam necessárias melhorias no acabamento, deve-se manter o
avanço e aplicar a pastilha alisadora, para obtermos metade da rugosidade, como mostra a
figura 2.25.
As pastilhas alisadoras possuem quebra-cavacos ajustados para estarem de acordo com
o raio de ponta modificado, para uma maior capacidade de avanço. Dessa forma, o controle de
cavacos amplia-se por novas áreas, para além das limitações de dados de corte convencionais.
Essa é mais uma das razões pela qual as pastilhas alisadoras são usadas como solucionadoras
de problemas em operações de torneamento, nas quais formas inaceitáveis de cavacos criam
problemas durante as usinagens.
63
Figura 2.25 – Regra geral de utilização de Pastilhas Alisadoras vs Pastilhas Convencionais.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
2.3.3 Coberturas de Ferramentas
Nos últimos anos, as pastilhas de metal duro com cobertura têm sido bastante utilizadas.
A principal finalidade das camadas depositadas é aliar a resistência ao desgaste da camada
superior que entra em contato com o cavaco e a peça, com a tenacidade característica do
núcleo da pastilha de metal duro. Assim, consegue-se, em muitos casos, aumentar bastante a
vida da ferramenta, além de diminuir os esforços de corte (DINIZ, MARCONDES, COPPINI,
2014).
O metal duro em geral ainda pode ser encontrado com ou sem revestimento, sendo que
o metal duro revestido já representa cerca de 80% a 90% de todas as ferramentas utilizadas
para o corte de metais. Em termos de pastilhas intercambiáveis esse valor já atinge cerca de
92% de todas as pastilhas utilizadas no mercado global. Isso é devido ao fato de que pastilhas
revestidas permitem aumento de mais de 50% nas velocidades de corte ou aumentam a vida
da ferramenta em 2-4 vezes comparadas com pastilhas sem cobertura da mesma classe de
metal duro, conforme mostra a figura 2.26 (SADIK, 2015).
Os metais duros revestidos combinam metal duro com uma ou mais coberturas e se
dividem em duas classes de acordo com o processo de fabricação, os quais são deposição
química em fase de vapor e deposição física em fase de vapor. A deposição química em fase
de vapor (CVD) é gerada por reações químicas entre 700ºC e 1050ºC. As ferramentas
64
produzidas por este tipo de processo possuem alta resistência ao desgaste e excelente adesão
ao metal duro. A deposição física em fase de vapor (PVD) é formada em temperaturas mais
baixas entre 400ºC e 600ºC, conferindo ao metal duro resistência ao desgaste devido à sua
dureza, tenacidade da aresta e resistência contra trincas térmicas.
Figura 2.26 - Influência do revestimento vida da ferramenta
Fonte: (SADIK, 2015)
A figura 2.27 (a) ilustra uma cobertura muticamadas composta por carbonitreto de
titânio, óxido de alumínio e nitreto de titânio depositadas na ferramenta pelo processo CVD e
a figura 2.27 (b) ilustra uma cobertura de nitreto de titânio depositada na superfície da
ferramenta de pelo processo PVD (SADIK, 2015).
Figura 2.27 (a) – Multicamadas, processo CVD e (b) Monocamada, processo PVD
Fonte: (SADIK, 2015)
65
As características exigidas dos revestimentos aplicados nas ferramentas são: alta dureza,
baixa condutividade térmica, boa tenacidade, capacidade de restringir a aderência do metal
usinado sobre a ferramenta, difusão mínima e baixo coeficiente de atrito na temperatura de
trabalho. Normalmente, nas aplicações com ferramentas de metal duro, a temperatura na
região de corte pode ser superior a 1000 °C, dando origem a alterações microestruturais que
afetam as propriedades mecânicas, comprometendo assim a aplicação.
Bordinassi (2006) realizou experimentos com pastilhas intercambiáveis com coberturas
de TiCN-Al2O3-TiN pelo processo CVD e com coberturas de TiAlN-TiN pelo processo PVD,
para torneamento de aço inoxidável super duplex fundido. A principal conclusão deste
trabalho foi que em termos de tensão residual, micro dureza e rugosidade, que são os três
principais parâmetros que descrevem a integridade superficial do material, foi a classe
revestida pelo processo PVD que obteve os melhores resultados em praticamente todas as
análises.
Oliveira (2013) também realizou experimentos com pastilhas intercambiáveis numa
classe com coberturas CVD e numa com coberturas PVD, concluindo também que o
desempenho das pastilhas com cobertura PVD, em termos de desgaste da ferramenta, se
mostrou melhor que o das pastilhas CVD em torneamento médio de super duplex laminado
(SAF 2507). De uma forma geral, o desempenho das pastilhas PVD foi melhor nas duas
velocidades de corte experimentadas.
Algumas razões foram citadas por Oliveira (2013) para esse melhor desempenho da
cobertura PVD sobre a CVD. Uma delas é que a ferramenta com cobertura CVD é muito
pouco resistente ao mecanismo que gera desgaste de entalhe (quando comparada à cobertura
PVD) o que faz com que este desgaste cresça muito mais rapidamente que qualquer outro tipo
de desgaste gerado por outros mecanismos. Devido ao crescimento rápido do entalhe, a aresta
lasca também muito rapidamente naquela região. E uma causa possível para essa ocorrência é
a dureza mais elevada da cobertura PVD em relação à CVD. A dureza do TiAlN presente na
cobertura PVD está em torno de 3300HV, e é maior que a do Al2O3 , que é parte da cobertura
CVD e que tem dureza em torno de 2300HV.
Na conclusão de seu trabalho, Oliveira (2013) afirma que, para obter-se vidas maiores
de ferramenta neste tipo de usinagem, deve-se utilizar ferramenta com cobertura PVD com
camadas de TiAlN-TiN e sugere para trabalhos futuros estudar a possível aplicação de outras
coberturas PVD para aplicações de acabamento.
66
Baseado nestas conclusões e sugestão para trabalhos futuros, nós utilizamos em nossos
experimentos diferentes geometrias de pastilhas intercambiáveis com cobertura PVD além de
outras variáveis que são mencionadas neste trabalho.
2.4 Refrigeração em Alta Pressão
As principais funções dos fluidos de corte são a redução do atrito (lubrificação),
eliminação do calor (refrigeração) e auxílio no transporte dos cavacos (limpeza). Com a falta
de lubrificação, a camada de separação entre a ferramenta e o material da peça e/ou cavaco
não será mais suficientemente garantida e o atrito aumentará. Uma consequência para a
ferramenta é o aumento do desgaste abrasivo e por adesão. Prevê-se ainda uma elevação da
temperatura no processo.
Com o aquecimento, os cavacos terão mais dificuldade para adquirir uma forma mais
definida e podem soldar-se à ferramenta. A reduzida refrigeração influencia o comportamento
térmico da máquina e, como conseqüência, a precisão dimensional e geométrica das peças.
Podem provocar também dilatação térmica da peça e consequente dificuldade de obtenção de
tolerâncias apertadas. Os custos de refrigeração relacionados com o processo de usinagem são
frequentemente relegados a um segundo plano, mas é importante que eles sejam observados
ao lado dos custos fixos da instalação dos sistemas de refrigeração. Neles, estão embutidos,
por exemplo, os gastos feitos com fornecimento, tratamento e eliminação dos resíduos
nocivos ao meio ambiente (NOVASKI, DÖRR, 1999)
Numericamente, os custos de aquisição dos fluidos de corte adicionados aos custos de
seu descarte podem ser de 1,5 a 4 vezes o custo das ferramentas de corte usadas na operação,
o que faz com que, quando usados, sejam aplicados em operações realmente necessárias e de
maneira otimizada. Uma forma simples de reduzir a quantidade de fluido de corte é
diminuindo a quantidade usada para o transporte dos cavacos, pois, atualmente, apenas 30%
do fluido de corte utilizado se destinam à lubrificação e ao resfriamento da região de corte. O
restante é usado para o transporte dos cavacos espalhados no barramento das máquinas-
ferramenta (MICARONI, 2001).
Uma das maneiras de se minimizar os efeitos dos tempos improdutivos causados pelos
desgastes das ferramentas é a introdução, no processo, de sistemas de lubrificação e
67
refrigeração eficientes. Porém, na última década as pesquisas tiveram como meta restringir ao
máximo o uso de fluidos refrigerantes e/ou lubrificantes na produção metal mecânica
(usinagem com mínima quantidade de fluido de corte ou a seco). Os fatores importantes que
justificam esse procedimento incluem os custos operacionais da produção, questões
ecológicas, as exigências legais de conservação do meio ambiente e a preservação da saúde do
ser humano (MACHADO; DINIZ, 2000).
No trabalho com materiais de difícil usinagem, o efeito refrigerante dos fluidos de corte
(responsáveis pela retirada de calor da região do corte) é bastante restrito devido à sua
evaporação prematura, ocasionada pelas altas temperaturas alcançadas nesta região. Esta
evaporação não permite o acesso do fluido na interface cavaco ferramenta e/ou ferramenta
peça. Devido a isto, o efeito lubrificante se destaca pela formação de um filme de óleo que
reduz significativamente o atrito, reduzindo com isto, a geração de calor e consequentemente,
diminuindo a temperatura da região do corte (EZUGWU et al., 2004).
Outra técnica possível é a utilização de um sistema de alta pressão que não só fornece
refrigeração adequada na interface ferramenta peça, mas também promove uma remoção
eficaz de cavacos da área de corte. O jato de refrigerante com alta pressão é capaz de criar
uma cunha hidráulica entre a ferramenta e a peça, penetrando profundamente na interface com
uma velocidade superior ao necessário, mesmo para a usinagem de alta velocidade.
A Refrigeração com alta pressão (HPC - do inglês High Pressure Coolant) é mais do
que simplesmente elevar a pressão da bomba injetora de fluido de corte (que deve ser no
mínimo 70 bar). O princípio por trás da aplicação da refrigeração de alta pressão é a redução
na área de saída do fluido (olhal no porta-ferramenta) que produz um aumento na velocidade
do fluido que vem do olhal, de acordo com a figura 2.28 (SANDVIK COROMANT, 2010).
Além disso, esta pequena área de saída do fluido possibilita que ele seja exatamente
direcionado à região de interesse das interfaces cavaco-ferramenta e ferramenta-peça.
Figura 2.28 – Principio do HPC- Pressão, taxa do fluxo e olhal de refrigeração.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
68
Quanto maior o olhal, maior a vazão que o fluido tem que ter no tubo para que se
consiga alta pressão e vice-versa. Além disso, o número de olhais (área de saída acumulada)
afetará o resultado da pressão na saída do fluido (a eficiência do olhal e a densidade do fluido
também são outros fatores a se considerar). A teoria de Bernoulli expressa a relação entre
pressão, velocidade e taxa do fluxo de um fluido, tal como o refrigerante. Como o fluido passa
de um tubo de diâmetro maior para um tubo de diâmetro menor, as exigências de vazão são
menores para obter um jato de alta velocidade (SANDVIK COROMANT, 2010).
A vazão do fluido pode ser dada pela equação 2.3 e mostrada na figura 2.29
• v - vazão, expressa em m³/s;
• CD - eficiência do olhal 80% para 300 bar e 70% para 1000 bar;
• d - diâmetro do olhal (m);
• p - pressão (Pa) - 1 bar = 0.1MPa;
• ρ - densidade do fluido – para água e fluidos de corte a densidade ≈ 1000 kg/m³;
• n - número de olhais.
Figura 2.29 – Cálculo da velocidade do fluido de refrigeração com alta pressão. Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
Conforme mostra a figura 2.30, existem três direções para a aplicação do fluido de corte
(MOTTA; MACHADO, 1995). Na posição A, o fluido de corte é direcionado por sobre o
cavaco, o método mais utilizado quando a refrigeração é feita da maneira convencional. Já na
posição B, o jato é direcionado entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta, situação
que foi utilizada nos experimentos deste trabalho. Na posição C, a refrigeração é dirigida à
região entre a peça e a superfície de folga da ferramenta.
Equação 2.3
69
Figura 2.30- Aplicações do fluido de corte.
Fonte: (MOTTA; MACHADO, 1995)
Uma técnica comum para refrigeração em alta pressão é direcionar o fluxo do jato para
a região entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta conforme mostra a figura 2.31
(SANDVIK COROMANT, 2008).
Figura 2.31 - Fluxo do jato para a região entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2008)
O jato de refrigerante forma uma cunha entre o cavaco e a superfície de saída, o que
reduz o comprimento de contato cavaco/ferramenta (KAMINSKI, ALVELID, 2000). O calor
70
do atrito é reduzido e o efeito de refrigeração é aprimorado. O fluxo do jato também afeta o
fluxo de cavacos, melhorando a sua quebra (CRAFOORD et al., 1999).
Comparada à refrigeração convencional, o jato de alta pressão faz com que o desgaste
da ferramenta provocado por difusão seja significativamente reduzido (SØRBI et al., 2008).
O uso de refrigeração com alta pressão se torna mais importante em operações de
usinagem de materiais tais como aços inoxidáveis (especialmente os do tipo duplex e super
duplex) e materiais resistentes ao calor como, por exemplo, as ligas à base de níquel e o
titânio, entre outras matérias-primas consideradas de baixa usinabilidade, em que o controle
de calor e cavacos exige providências extras (SANDVIK COROMANT, 2010).
Para possibilitar a utilização da refrigeração com alta pressão é necessário que haja uma
estrutura adequada para a implementação do sistema. As máquinas devem ser preparadas com
tubulações resistentes à passagem dos fluidos refrigerantes, bombas de alta pressão, que
devem ser apropriadas para garantir o fornecimento de pelo menos 70 bar à região de corte,
além do sistema de fixação da ferramenta que deve ser seguro o suficiente para permitir a
passagem do fluido sem prejudicar a sua própria estabilidade.
Industrialmente, é possível encontrar máquinas que trabalhem com sistemas que atinjam
até 1000 bar de pressão de fluido. Nesse caso é comum usar-se o termo “ultra alta pressão”. O
conceito de refrigeração com alta pressão pode ser encarado como uma solução para o alcance
de altas velocidades de corte, com baixas temperaturas e desgaste, enquanto as forças de
corte/potência permanecem em níveis razoáveis (KAMRUZZAMAN, 2008).
Também é possível um aumento de aproximadamente 50% da velocidade de corte, com
a mesma vida da ferramenta. A quebra inadequada de cavacos é um problema comum na
usinagem de materiais dúcteis. O uso dos jatos de refrigerante com alta pressão para realizar a
quebra dos cavacos é um método estabelecido no torneamento desses materiais desde 1981
(RASCH; VIGELAND, 1981). A força do fluxo do jato de refrigerante na interface cavaco-
ferramenta pode quebrar eficientemente cavacos longos em fragmentos menores. Os
resultados obtidos com refrigeração em alta pressão e um sistema de quebra de cavacos
dependem de um grande número de parâmetros mencionados anteriormente, como, por
exemplo, o diâmetro do bocal, a pressão do refrigerante, a direção do fluxo do jato, o ponto de
impacto do fluxo do jato e a distância do bocal até a aresta de corte, além dos parâmetros de
corte.
Em virtude desse elevado número de parâmetros e também devido ao problema de
definir e mensurar diversos deles, é difícil estabelecer uma base de conhecimento para o uso
71
da refrigeração em alta pressão. Além disso, a literatura normalmente não contém
informações adequadas sobre o jato de refrigerante (SØRBI et al., 2008).
Existem diferentes soluções de projeto para porta-ferramentas para sistemas de
refrigeração de alta pressão. Para fins de pesquisa, frequentemente são utilizados bocais
externos montados no suporte de ferramentas ou próximos a ele. Para aplicações industriais, o
sistema de alta pressão deve ser compatível com o sistema de troca de ferramentas e o
refrigerante deve ser fornecido por meio de canais na unidade de fixação. Aspectos especiais
devem ser levados em consideração para a concepção de sistemas confiáveis, à prova de
vazamentos.
Se o refrigerante for estrategicamente aplicado, em jatos bem direcionados com alta
pressão, ele pode ser vantajoso em várias aplicações, reduzindo o comprimento de contato
entre o cavaco e a pastilha e, consequentemente o calor gerado.
A aplicação de refrigeração de alta pressão na ferramenta CoroTurn HP (que foi usada
neste trabalho e é apresentada na figura 2.32) baseia-se na tecnologia de olhais otimizados que
proporcionam jatos de refrigeração paralelos e laminares com alta velocidade, direcionados de
maneira precisa para o lugar certo na pastilha. O CoroTurn HP tem olhais fixos, pré-
direcionados e de alta precisão montados na ferramenta e direcionados para a aresta de corte.
Não são necessários testes de ajuste, o desempenho e a segurança são garantidos somente com
a manutenção normal da ferramenta que é necessária (SANDVIK COROMANT, 2010).
Figura 2.32 - CoroTurn HP – Olhais de direcionamento do fluido na refrigeração de alta pressão.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2010)
72
Micarone (2006) realizou ensaios de torneamento em acabamento de barras de aço
ABNT 1045 com refrigeração de média pressão, direcionando o fluido de corte em três níveis:
superfície de saída, superfície de folga e simultaneamente na superfície de saída e de folga.
Como padrão de comparação, realizou ensaios de corte sem refrigeração e ensaios utilizando
refrigeração com pressão convencional da bomba de refrigeração da máquina-ferramenta,
sendo que o fluido foi aplicado sem direção específica.
Este autor concluiu que o sistema de alta pressão de refrigeração reduziu a temperatura
na zona de corte, estimulando o desgaste por aderência e arraste na superfície de folga e/ou
saída da ferramenta, destacando-se como um sistema mais eficiente que o sistema de
refrigeração convencional da máquina. Nesses ensaios de temperatura, a aplicação da alta
pressão de refrigeração de forma direcionada mostrou-se muito eficaz na redução das
temperaturas na zona de corte mesmo com redução da vazão de fluido de corte no processo. A
utilização de refrigeração de alta pressão com direcionamento do fluido de corte reduziu o
consumo de óleo refrigerante no processo, além de aumentar a vida da ferramenta, alterando
também a formação de cavacos na usinagem.
Magri (2015) também realizou ensaios de torneamento em aço super liga a base de
níquel (Inconel 625) com refrigeração de alta pressão (70 bar), também direcionando o fluido
de corte em alta pressão em três níveis: superfície de saída, superfície de folga e
simultaneamente superfície de saída e de folga (com divisão de vazão do fluido). Comparando
com a refrigeração convencional da bomba de refrigeração da máquina ferramenta, ou seja,
fluido abundante em baixa pressão (8 a 9 bar), com o direcionamento característico e
específico da máquina.
A conclusão deste trabalho foi que a utilização de refrigeração em alta pressão
promoveu o aumento da vida da ferramenta, evitando o desgaste de entalhe, e o
direcionamento do fluxo de fluido de corte não tem tanta influência no resultado da vida da
ferramenta, desde que não ocorra a divisão de vazão. O melhor resultado em termos de
rugosidade superficial foi obtido com o direcionamento da refrigeração de alta pressão sobre a
superfície de folga.
Estudos recentes em que a técnica de aplicação de fluido de corte em alta pressão foi
aplicada propiciaram um significativo aumento da produtividade quando comparados ao
método convencional de aplicação de fluido de corte. Com isto, maiores velocidades de corte
podem ser empregadas durante o processo de usinagem e um surgimento tardio de desgaste
poderá ocorrer, melhorando significativamente a eficiência na fabricação das peças
73
produzidas ( KAMRUZZAMAN e DHAR, 2009; DINIZ e MICARONI, 2007; CRAFOORD
et al., 1999).
74
3 MATERIAIS E MÉTODOS
Neste capítulo, são demonstrados todos os equipamentos e materiais utilizados, assim
como o planejamento experimental e os procedimentos adotados ao longo do trabalho. Estes
detalhes são importantes para facilitar a compreensão dos métodos utilizados e possibilitar
uma correta aplicação das técnicas empregadas, seja em meio acadêmico ou industrial e,
ainda, garantir a confiança dos resultados obtidos. Os experimentos deste trabalho foram
realizados no Laboratório de Usinagem dos Materiais do Departamento de Engenharia de
Manufatura e Materiais da Faculdade de Engenharia Mecânica da UNICAMP.
3.1 Equipamentos
Neste item são apresentados recursos como máquina e instrumentos utilizados para
aferição e medição das variáveis estudadas durante os ensaios deste trabalho.
3.1.1 Máquina-ferramenta
Todos os ensaios de torneamento do aço inoxidável super duplex UNS S32750 foram
realizados no Torno CNC ROMI, modelo Galaxy 20. O torno é uma máquina-ferramenta de 2
eixos de programação, com 15kW de potência no eixo-árvore e rotação máxima de 4500 RPM
(variação contínua da rotação).
3.1.2 Microscópio Óptico
O acompanhamento da formação de aresta postiça e do desgaste de flanco para se
determinar o fim de vida das ferramentas foi realizado com um microscópio óptico modelo
75
SZT, do fabricante Bel Photonics, que proporcionava ampliação de 3,5x até 45x, equipado
com uma câmera fotográfica digital de 5.0 MP, modelo IS500, do mesmo fabricante. Esta
câmera estava conectada a um computador que recebia as imagens e fazia a análise por meio
do aplicativo Bel Capture 3.2.
3.1.3 Rugosímetro
Para a medição da rugosidade na superfície usinada, foi utilizado um rugosímetro
portátil Mitutoyo SJ-201P, uma base magnética como suporte do apalpador e uma base em
“V” para apoio do corpo de prova durante a leitura da rugosidade.
3.2 Material
A partir deste item, serão descritas as informações a respeito dos corpos de prova,
dispositivos, ferramentas e fluido de corte utilizado.
3.2.1 Corpos de Prova (Material e Análises)
Os ensaios foram realizados em barras de aço inoxidável super duplex UNS S32750,
comercialmente conhecido como SAF 2507, cedidos pela divisão de tubos e barras da
Sandvik Materials Technology. As barras foram oferecidas laminadas. O aço inoxidável UNS
S32750 é uma liga “super” duplex com 25% de cromo, 4% de molibdênio e 7% de níquel,
projetada para aplicações exigentes que requerem ótima resistência mecânica além de alta
resistência à corrosão, como em processos químicos, petroquímicos e equipamentos voltados
para aplicação marítima. Segundo informações do fabricante, essa classe de aços apresenta
baixa condutividade térmica, resistência aos cloretos, pois durante a aplicação permanecem
76
expostos a eles no mar, e um baixo coeficiente de expansão térmica, o que faz com que haja a
manutenção das dimensões dos seus produtos durante as aplicações.
3.2.2 Corpos de prova utilizados nas duas fases dos ensaios
Apesar dos materiais utilizados como corpos de prova nas duas fases dos ensaios de
torneamento serem da mesma denominação UNS S32750 (SAF 2507), como foram
fornecidos em épocas diferentes, possuem diferenças entre eles. A tabela 3.1 mostra a
composição química do aço super duplex utilizado na fase 1 dos experimentos, a tabela 3.2
mostra as principais propriedades mecânicas deste material, a tabela 3.3 mostra a composição
química do aço super duplex utilizado na fase 2 dos experimentos e a tabela 3.4 mostra as
principais propriedades mecânicas deste material.
Tabela 3.1 - Composição química do aço UNS S32750 (SAF 2507) utilizado na Fase 1 dos
experimentos. (SANDVIK MATERIALS TECHNOLOGY, 2008 apud OLIVEIRA, 2013)
Tabela 3.2 - Propriedades mecânicas do aço UNS S32750 (SAF 2507) utilizado na Fase 1 dos
experimentos. (SANDVIK MATERIALS TECHNOLOGY, 2008 apud OLIVEIRA, 2013)
Tabela 3.3 - Composição química do aço UNS S32750 (SAF 2507) utilizado na Fase 2 dos
experimentos . (SANDVIK MATERIALS TECHNOLOGY, 2015)
C Si Mn P S Cr Ni Mo Cu N
0,016 0,26 0,77 0,022 <0,0005 24,93 6,96 3,80 0,15 0,29
Composição Quimica do SAF 2507
0,20% 1,00%
MPa
(min)
MPa
(min)% HRc
550 640 >25 32
MPa
800-1000
Unidades Métricas
Elasticidade
Resistência à tração AlongamentoDureza
MáximaLimite de Escoamento
77 Tabela 3.4 - Propriedades mecânicas do aço UNS S32750 (SAF 2507) utilizado na Fase 2 dos
experimentos. (SANDVIK MATERIALS TECHNOLOGY, 2015)
Importante esclarecer que estes materiais vieram da mesma origem, ou seja, foram
produzidos e fornecidos pela Sandvik Materials Technology. Porém, o material usado na
primeira fase dos ensaios nos foi fornecido em 2008 e o material da segunda fase dos ensaios
nos foi fornecido em 2015.
Os corpos de provas da Fase-1 (tabela 3.1) apresentam maiores valores percentuais de
Carbono (C), Silício (Si) e Manganês (Mn) comparativamente com os corpos de provas da
Fase-2 (tabela 3.2). Nos demais componentes os valores são muito próximos e não
proporcionam grandes mudanças na usinabilidade do material.
Carbono (C) - O maior percentual de carbono no corpo de prova da Fase-1 (0,030%)
comparativamente com o da Fase-2 (0,016%) conferiu uma maior dureza ao aço e aumentou
também, o limite de resistência à tração (que serão analisados nas propriedades mecânicas) e a
temperabilidade, diminuindo a tenacidade e a soldabilidade (SILVA, MEI, 1988;
CHIAVERINI, 2002).
Silício (Si) – O maior percentual de silício no corpo de prova da Fase-1 (0,015%)
comparativamente com o da Fase-2 (<0,005%) elevou os limites de resistência à tração do
mesmo e, por outro lado, prejudicou os valores de alongamento, a condutividade térmica e a
usinabilidade (pontos que serão analisados nas propriedades mecânicas) (SILVA, MEI, 1988;
CHIAVERINI, 2002).
Manganês (Mn) - O maior percentual de manganês no corpo de prova da Fase-1
(1,20%) comparativamente com o da Fase-2 (0,77%) tende também a elevar o limite de
resistência à tração do mesmo com diminuição insignificante da tenacidade (SILVA, MEI,
1988; CHIAVERINI, 2002).
Comparando-se as propriedades mecânicas dos dois tipos de corpos de provas (tabelas
3.2 e 3.4) pode-se verificar que as maiores diferenças nas propriedades mecânicas são:
Elasticidade – os valores de Limite de Escoamento para o aço inoxidável super duplex
da Fase-1 (550 e 640 MPa) são menores que os respectivos valores referente ao aço da Fase-2
(588 e 692 MPa), o que já mostra uma maior fase elástica do aço inox super duplex utilizado
na Fase-2.
0,20% 1,00%
MPa MPa % HRc
588 692 44 25
AlongamentoDureza
MáximaLimite de Escoamento
MPa
824
Elasticidade
Resistência à tração
78
Alongamento – o material da Fase-2 tem uma capacidade de alongamento (44%) muito
superior ao valor do material da Fase-1 (>25%). Esta propriedade está ligada à ductilidade do
material. Assim, o material usado na fase 2 é mais dúctil do que o utilizado na fase 1.
Dureza Máxima – o material da Fase-1 mostra uma dureza máxima (HRC 32) bem
maior que a dureza apresentada (HRC 25) pelo material utilizado na Fase-2.
Resistência à Tração – Esse valor não ficou muito claro no material da Fase-1, pois na
descrição deste material citada na dissertação de Oliveira (2013) é mencionada uma faixa de
valores (800-1000MPa), e já na Fase-2 tem-se um valor bem definido (824 MPa).
Com estas propriedades mecânicas apresentadas por estes dois aços inoxidáveis super
duplex, pode-se concluir que o material da Fase-2 apresenta propriedades que o tornam mais
elástico, (demanda maior tensão para se atingir a fase plástica), mais maleável, ou seja, mais
dúctil do que o material da Fase-1, além de apresentar também uma menor dureza.
Analisando estes resultados, pode-se dizer que a menor dureza do material da fase 2
deve proporcionar maior vida da ferramenta se seu desgaste for causado por abrasão
Por outro lado, sua maior ductilidade aumenta a tendência de formação de cavacos
longos, de rebarbas excessivas na peça usinada, de arestas postiças de corte nas ferramentas
com consequente redução da vida da ferramenta e deterioração do acabamento superficial.
3.2.3 Preparação/Dimensional dos Corpos de Prova
Os corpos de prova utilizados nos testes foram feitos de aço inoxidável super duplex
UNS S32750 (SAF 2507), possuíam as dimensões Ø120 x 90 mm (figura 3.1). Os cortes eram
realizados em passadas longitudinais (sentido de avanço na direção axial da peça), de tal
maneira que o diâmetro do corpo de prova diminuía à medida que o ensaio ocorria.
79
Figura 3.1 Corpo de Prova utilizado nos ensaios de vida de ferramenta.
Nos corpos de prova foram feitos chanfros no início e no final do diâmetro torneado
para evitar que durante a usinagem houvesse formação de rebarba nestes pontos, rebarbas
estas extremamente prejudiciais à ferramenta, ocasionando desgaste de entalhe. Ao fim do
comprimento de corte da peça foi feito um canal de 5 mm de largura, para que não houvesse
atrito excessivo da ferramenta contra a peça no momento de sua saída do corte (figura 3.1).
3.3 Ferramentas
Foram utilizadas pastilhas intercambiáveis convencionais de metal duro com geometria
ISO CNMG 12 04 08 MM - GC 1115 (fig. 3.2 a) e pastilhas intercambiáveis alisadoras
CNMG 12 04 08 WF - GC 1115 (fig. 3.2 b) além do Porta pastilha PCLNR 2525M 12HP com
sistema de refrigeração de alta pressão (fig. 3.2 c), todos produzidos pela Sandvik Coromant.
80
Figura 3.2 - Pastilhas intercambiáveis e Porta pastilha - HP com sistema de refrigeração de alta
pressão utilizado nos experimentos.
Fonte: SANDVIK COROMANT, 2015.
O metal duro utilizado nestas pastilhas possui finos grãos com cobertura PVD, da classe
ISO M15 (M05-M25). O substrato formado basicamente por WC + Co tem alta dureza (HV
1900) sendo resistente ao calor, com boa resistência à deformação plástica, combinado à boa
segurança da aresta de corte. O revestimento PVD à base de óxido (TiAlN/AlCrO), com
espessura total de camadas de 2,0 a 3,0 μm, proporciona excelente resistência a materiais
abrasivos com boa adesão em arestas vivas (menor arredondamento) e garante tenacidade e
boa resistência contra craterizações, desgaste de flanco homogêneo e alto desempenho. Esta é
uma classe de metal duro adequada ao torneamento médio de aços inoxidáveis em geral
(SANDVIK COROMANT, 2015).
81
3.4 Fluido de Corte
Durante todas as etapas de experimentos, a usinagem ocorreu com refrigeração de alta
pressão, ou seja, com pressão de 70 bar. Nessa condição de refrigeração por alta pressão o
fluido foi injetado precisamente na ponta da pastilha, na sua superfície de saída, com pressão
de 70 bar, conforme mostrado na figura 3.3.
Figura 3.3 - Porta pastilha - HP com sistema de refrigeração de alta pressão utilizado nos
experimentos.
Fonte: (SANDVIK COROMANT, 2015)
Utilizou-se nos experimentos um fluido aquoso com óleo miscível de base vegetal
(nome comercial B-Cool 655), fornecido pela Blaser Swisslube, com concentração de 8 a
10% verificada através do refratômetro manual e aplicado externamente à ferramenta com
vazão de aproximadamente 25 1/min.
3.5 Planejamento Experimental
Os parâmetros de corte foram definidos inicialmente com base nas recomendações do
catálogo Sandvik Coromant 2015 para a classe de metal duro e geometria da ferramenta já
citadas. Dessa forma, a profundidade de corte (ap) foi fixada para todos os ensaios de vida em
0,5 mm (ap = 0,5 mm).
82
Foram realizados passes no diâmetro inicial de 120 mm e comprimento de corte de 90
mm. A cada três passadas, a ferramenta era retirada e submetida à análise no microscópio
óptico. Sua superfície de folga era fotografada e, depois de realizada a calibração da imagem
por meio de uma escala, o desgaste de flanco e a aresta postiça quando formadas eram
medidas e também eram realizadas as medidas de rugosidade Ra e Rz, da superfície da peça
usinada.
Os ensaios foram divididos em duas fases. A primeira fase (Fase-1) tinha o objetivo de
testar a viabilidade do uso do corte cônico tanto com pastilha alisadora como com pastilha
convencional, no torneamento do aço inoxidável super duplex.
O corte cônico consiste na variação da profundidade de usinagem ao longo do
comprimento de corte, com a finalidade de distribuir o desgaste ao longo da aresta de corte
visando minimizar o desgaste de entalhe (figura 3.4). Para que o corte cônico deixe uma
superfície cilíndrica na peça, duas passadas da ferramenta são necessárias: a primeira com
variação da profundidade de usinagem causada pela variação contínua do diâmetro torneado
(variação da coordenada X da máquina CNC, do menor diâmetro para o maior diâmetro), a
segunda, com diâmetro cortado constante, feita na superfície cônica gerada pela primeira
passada. Assim, tem-se também nesta passada a variação contínua da profundidade de corte.
Esta estratégia faz com que o ponto extremo de contato da ferramenta com a peça ao fim da
profundidade de usinagem seja variável e, assim, mesmo que haja formação de rebarba
encruada, como ela não age sobre a mesma porção da ferramenta ao longo do corte, o
desgaste de entalhe seria evitado.
Figura 3.4 - Estratégia de corte (a) longitudinal, (b) cônico e (c) duplo cônico
Todas as condições de corte utilizadas nos experimentos da Fase-1 estão mostradas na
tabela 3.5.
83 Tabela 3.5 - Estratégia e Dados de Corte na Fase-1.
Corte Geometria da
pastilha
Estratégia vc
(m/min)
ap
(mm)
f
(mm/rot) 1 Convencional Longitudinal 150 0,5 0,10
2 Alisadora Cônico 150 0,5 0,20
3 Alisadora Cônico 150 0,5 0,40 / 0,20
4 Alisadora Duplo Cônico 150 0,5 0,20
5 Convencional Cônico 150 0,5 0,20
6 Alisadora Longitudinal 150 0,5 0,20
Como pode ser visto na tabela 3.5, em alguns ensaios o avanço foi o dobro em relação
ao avanço básico (0,10 mm/rot) para manter, no corte cônico, o tempo de corte idêntico ao do
corte longitudinal, já que, quando se utiliza esta estratégia, o tempo de corte de uma peça
dobraria se o avanço fosse mantido. A pastilha alisadora foi utilizada numa tentativa de se
manter a rugosidade da peça mesmo com o dobro do avanço.
Já a segunda fase (Fase-2), em função dos resultados obtidos na fase anterior, foram
testadas somente ferramentas com geometria convencional em corte longitudinal com
variações das velocidades de corte, com o objetivo de melhorar ainda mais a vida das
ferramentas e a qualidade superficial da peça usinada, além de eliminar a formação acentuada
de arestas postiças de corte durante a usinagem.
Todas as condições de corte utilizadas nos experimentos da Fase-2 estão mostradas na
tabela 3.6 abaixo.
Tabela 3.6 - Estratégia e Dados de Corte na Fase-2
Corte Geometria da
pastilha
Estratégia vc
(m/min)
ap
(mm)
f
(mm/rot) 8 Convencional Longitudinal 120 0,5 0,10
1.1 Convencional Longitudinal 150 0,5 0,10
7 Convencional Longitudinal 200 0,5 0,10
9 Convencional Longitudinal 240 0,5 0,10
Todo ensaio era interrompido a cada três passes de usinagem para medição do desgaste
de flanco em microscópio óptico com ampliação de quarenta e cinco vezes. Este
procedimento se repetia até que o desgaste de flanco atingisse o valor de VBmax = 0,3 mm.
84
Quando este valor era alcançado, interrompia-se o ensaio e considerava-se que o fim da vida
da ferramenta havia sido atingido. Cada ensaio foi realizado duas vezes.
A cada parada para medição de desgaste, eram feitas três medições de rugosidade na
peça a aproximadamente 120º uma da outra.
85
4 RESULTADOS E DISCUSSÕES
Neste item serão analisados os resultados obtidos nos ensaios. Para melhor análise dos
resultados obtidos neste trabalho, dividiu-se esta pesquisa em duas seções, quais sejam:
Fase-1 – Análise dos resultados das estratégias de corte (Corte Cônico e Corte
Longitudinal), utilizando tanto pastilhas normais (convencionais) quanto pastilhas alisadoras.
Fase-2 – Análise dos resultados da vida das pastilhas convencionais em função das
velocidades de corte.
4.1 Estratégias de Corte – 1ª Fase dos Ensaios (Fase-1)
Nestes ensaios não foram constatados desgastes do tipo entalhe, desgastes estes, que
causam a maior parte das falhas prematuras das pastilhas intercambiáveis na usinagem de
aços inoxidáveis super duplex, nem nos cortes cônicos (o que era de se esperar, pois o
propósito de se utilizar esta estratégia é evitar o desgaste de entalhe), nem nos cortes
longitudinais. Pois, conforme mencionado no capítulo Materiais e Métodos, foram usinados
nos corpos de provas chanfros no início e no final do diâmetro torneado (figura 3.1), que
evitaram durante as usinagens formação de rebarbas, que são prejudiciais à ferramenta,
ocasionando o desgaste de entalhe. Por outro lado, na maioria destes ensaios teve-se a
formação de arestas postiças, até com dimensões acentuadas em alguns casos.
4.1.1 Vida da Ferramenta
Os primeiros resultados a serem analisados são aqueles relacionados com a vida da
ferramenta medida em volume de material usinado em cada ensaio. A fig. 4.1 mostra ensaios
realizados na Fase 1, nos quais se utilizou Pastilhas Convencionais e Alisadoras nas
estratégias com Cortes Longitudinais e Cortes Cônicos, com velocidades de corte (vc) de
86
150m/min e diferentes avanços (f) de usinagem, de acordo com o que foi mostrado na tabela-
3.5 no capítulo de Materiais e Métodos.
Figura 4.1 - Volume Usinado por experimentos na Fase-1.
Pode-se ver nesta figura que a maior vida da ferramenta em volume usinado foi o
Corte 1, isto é, o corte com Pastilha Convencional em corte longitudinal, com avanço pequeno
(f = 0,1 mm/rot).
Pode-se ver ainda nesta figura os seguintes pontos:
a) o corte cônico em conjunto com o uso de pastilhas alisadoras (cortes 2, 3 e 4) não
gerou o resultado esperado. O único ensaio utilizando esta estratégia com esta ferramenta que
teve resultado próximo ao corte longitudinal foi aquele em que a primeira passada (aquela em
que a ferramenta tem trajetória cônica) tinha avanço maior (corte 3);
b) por outro lado, o corte cônico utilizando pastilha convencional (corte 5) gerou vida
de ferramenta bem próxima ao corte longitudinal feito com esta mesma pastilha;
c) o corte longitudinal com pastilha alisadora (corte 6) também não gerou bons
resultados.
A seguir vai se realizar uma análise completa de todos os experimentos realizados com seus
respectivos resultados e conclusões na Fase-1, a fim de, dentre outras coisas, tentar-se
explicar os resultados de vida de ferramenta obtidos.
135,1
67,9
119,8
90,5
132,9
50,6
18,0
9,112,0 12,1
17,8
5,10,0
5,0
10,0
15,0
20,0
25,0
30,0
35,0
40,0
45,0
50,0
55,0
60,0
65,0
70,0
0,0
20,0
40,0
60,0
80,0
100,0
120,0
140,0
160,0
Corte 1 (vc=150m/min)
Pastilha Convenc.
Corte Longit.
Corte 2 (vc=150m/min)
Pastilha Alisadora
Corte Cônico
Corte 3 (vc=150m/min)
Pastilha Alisadora
Corte Cônico
Corte 4 (vc=150m/min)
Pastilha Alisadora
Corte Duplo Cônico
Corte 5 (vc=150m/min)
Pastilha Convenc.
Corte Cônico
Corte 6 (vc=150m/min) Past. Alisadora
Corte Longit.
Vid
a e
m T
em
po
de
Co
rte
(m
in)
Vid
a e
m V
olu
me
Us
ina
do
(c
m³)
Ensaios
Volume Usinado e Tempo de Corte por Ensaios (Fase-1)
Volume (cm³)
Tempo de Corte (min)
87
4.1.2 Análise de Desgaste
A figura 4.2 mostra as superfícies de folga e de saída das ferramentas utilizadas nos
diversos ensaios ao fim de suas vidas e em um momento pouco anterior ao final das vidas.
88
Figura 4.2 - Quadro de desgastes, lascas e arestas postiças de todas as pastilhas utilizadas nos ensaios
da Fase-1.
Verificou-se nos ensaios com as pastilhas alisadoras (Corte 2 / 3 / 4 / 6) que o fim de
vida se deu por forte lascamento das arestas (coluna “Fim de Vida” - fig. 4.2-a2 / 4.2-b2 / 4.2-
c2 / 4.2-d2). Vê-se também que, no momento anterior ao fim da vida, todas as superfícies de
89
saída das pastilhas alisadoras tinham depósito de material do cavaco sobre elas, configurando
a formação da aresta postiça de corte (APC). A APC se formava desde o início destes ensaios,
o que foi detectado pela análise em microscópio óptico que se fazia em diversos momentos ao
longo dos ensaios (fotos destes momentos não são mostradas para economia de espaço). Estes
lascamentos que, ao ocorrerem, levavam ao fim da vida da ferramenta, tinham todos altura
maior que o desgaste de flanco máximo tolerado nos ensaios (VBmax = 0,3 mm).
A figura 4.2 mostra que também o corte cônico com pastilha convencional (Corte 5)
apresentou o mesmo comportamento de desgaste, isto é, formação da aresta postiça de corte
seguido por forte lascamento da aresta (figuras 4.2-f1 e 4.2-f2). O único ensaio que apresentou
comportamento diferente do desgaste foi o (Corte 1) corte longitudinal com pastilha
convencional (fig. 4.2-e1 e 4.2-e2). Neste, o desgaste de flanco pouco antes do fim de vida era
da ordem de 0,10 mm sem a presença da aresta postiça de corte (fig. 4.2-e1), mas logo após
este momento o desgaste passou rapidamente para o valor de 0,5 mm.
Como explicar estas ocorrências?
Poder-se-ia afirmar que foi o corte cônico o causador da aresta postiça de corte. Assim,
poder-se-ia pensar na hipótese de, pelo fato de haver variação contínua da profundidade de
corte e a única porção da aresta de corte que sempre tinha contato com a peça era a ponta, o
cavaco preso à superfície de saída era forçado a se acumular na ponta de corte, causando
APC. Além disso, a segunda passada da ferramenta na peça daquilo que chama-se aqui de
corte cônico (que é uma passada paralela ao eixo da peça), ocorre em um material que acabou
de ser torneado pela passada cônica e, com isso, já se apresenta encruado. Como o material
usinado tem alta taxa de encruamento e, pelo menos no início do corte paralelo ao eixo da
peça a profundidade de usinagem é bem pequena, a ferramenta nesta última passada está em
contato com uma superfície que sofre os efeitos da passada anterior, o que poderia favorecer a
formação da APC. Esta hipótese não se sustenta pois também o experimento com corte
longitudinal feito com aresta alisadora apresentou tal comportamento do desgaste.
Outra hipótese: a pastilha alisadora gerava este comportamento. Nesta hipótese a
pastilha alisadora não seria adequada para usinar materiais com altas taxas de encruamento,
de resistência mecânica e de ductilidade, como são apresentadas pelo aço inoxidável super
duplex, tanto no corte longitudinal quanto no corte cônico. A geometria alisadora existente
nessa pastilha, consiste de uma fase plana contígua ao raio de ponta da mesma, o que faz com
que ocorra muito atrito entre essa fase alisadora da pastilha com a superfície da peça já
usinada pelo raio, causando encruamento não somente da superfície em função das
90
propriedades do aço inox super duplex, mas também do cavaco que adere sobre a superfície
de saída da ferramenta, gerando as condições adequadas para formação da aresta postiça de
corte (APC). Esta hipótese também não se sustenta porque também no corte cônico feito com
ferramenta convencional (Corte 5) o comportamento do desgaste foi o mesmo. Porém, há que
se notar que, neste ensaio, mesmo com a formação da APC, a vida da ferramenta foi bastante
longa. Este foi um dos experimentos em que se teve a mais longa vida da ferramenta, similar
àquela em que se utilizou ferramenta convencional no corte longitudinal (Corte 1). Assim,
pode-se dizer que, quando se utiliza ferramenta convencional, a formação da APC não é tão
agressiva para a ferramenta, propiciando que sua vida seja alongada. Em outras palavras, a
aresta alisadora contribui sim para um maior encruamento da APC tornando-a mais danosa
para a ferramenta.
Uma terceira hipótese: o único ensaio em que não ocorreu APC foi aquele com avanço
pequeno (f = 0,1 mm/volta). Todos os ensaios que apresentaram formação de APC foram
realizados com f = 0,2 mm/volta. Este maior avanço faria com que o cavaco se distribuísse
mais sobre a superfície de saída da ferramenta e, assim, facilitasse seu acúmulo sobre ela. Em
outras palavras, uma aresta postiça mais fina, causada por um avanço menor, teria mais
dificuldade de se estabilizar. Esta hipótese pode ser contestada pelo fato de que, como indica a
literatura, quanto maior o avanço, menor a pressão específica de corte (Ks) e, com isto, menor
a deformação plástica do cavaco, o que dificultaria a formação da APC. Mais um fator para
contestar esta hipótese é que o ensaio que obteve vida mais longa da ferramenta dentre os que
utilizaram aresta alisadora foi aquele em que a primeira passada (a passada em que a trajetória
da ferramenta era cônica) foi realizada com avanço ainda mais alto (f = 0,4 mm/volta). Em
outras palavras, o avanço alto pode ter ajudado a formação da APC e a diminuição da vida da
ferramenta, mas não foi um fator preponderante para esta ocorrência.
Parece que uma quarta hipótese é a que mais se sustenta: o material usinado contribui
bastante para a formação da APC devido às características já citadas. Também o uso de
pastilha alisadora contribui para a formação da APC, pois contribui para o encruamento do
cavaco. O alto avanço seria outro fator que contribui para esta formação, bem como o corte
cônico. Então, o único experimento em que não se teve APC foi aquele em que não se teve
nem corte cônico, nem uso de pastilha alisadora e nem alto avanço, isto é, o experimento com
avanço pequeno, corte longitudinal e pastilha convencional (Corte 1). Há que se notar que a
APC acelera o fim da vida da ferramenta, pois o experimento que não teve sua formação foi
aquele em que a vida da ferramenta foi bem longa.
91
Há que se explicar também o que ocorreu com a ferramenta (Corte 1) no corte
longitudinal e pastilha convencional (f = 0,1 mm/rot) que apresentou valores de desgaste de
flanco bastante pequenos ao longo da vida da ferramenta e, subitamente, o desgaste cresceu
para um valor bem acima do limite tolerado (VBmax = 0,3 mm), mesmo sem a presença da
APC (ver figura 4.3, que mostra as curvas de desgaste médias, levando em conta as réplicas
de cada ensaio).
Hipótese para explicar este fenômeno: como o avanço era pequeno toda a pressão de
corte e todo o calor gerado eram concentrados em uma área bem pequena da superfície de
saída. Com isto, assim que um valor pequeno de desgaste ocorreu, suficiente para remover
uma pequena porção da camada de cobertura, a ferramenta perdeu subitamente a capacidade
de resistir ao corte e apresentou lascamento severo. Porém, esta ocorrência demorou bastante
(a cobertura resistiu por um longo tempo a estas cargas, térmica e mecânica), pois foi nesta
condição que a ferramenta apresentou uma das vidas mais longas dentre todos os ensaios
realizados.
Figura 4.3 - Desgaste de flanco X Tempo de corte na fase-1.
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
0,50
0,0 5,0 10,0 15,0 20,0
De
sg
as
te d
e F
lan
co
(m
m)
Tempo de Corte (min)
Desgaste de Flanco contra Tempo de Corte
Corte 1
Corte 2
Corte 3
Corte 4
Corte 5
Corte 6
92
A figura 4.3 demonstra e comprova o que já foi discutido anteriormente, isto é, em
todos os casos de utilização de pastilhas alisadoras (Corte 2 / 3 / 4 / 6), o crescimento dos
desgastes ao longo da vida foram rápidos e seguidos por grandes lascamentos que provocaram
crescimento dos valores de desgaste. Todos esses lascamentos foram precedidos por formação
de grande APC, seja no corte cônico como no corte longitudinal.
Mesmo a pastilha convencional em corte cônico (Corte 5), também apresentou o mesmo
comportamento de desgaste, com formação de grande APC seguido por forte lascamento da
aresta, porém com vida da ferramenta longa. Isso reforça o já discutido anteriormente, isto é,
quando se utiliza ferramenta convencional, a formação da APC não é tão agressiva para a
ferramenta, propiciando que sua vida seja alongada. Já a aresta alisadora contribui fortemente
para um maior encruamento da APC tornando-a mais danosa para a ferramenta.
O único experimento em que não se teve formação de APC foi aquele no qual se
utilizou pastilha convencional, avanço pequeno e corte longitudinal (Corte 1). E, como
mencionado, a formação de APC acelera o fim da vida da ferramenta, pois o experimento que
não teve sua formação foi aquele em que a vida da ferramenta foi bem longa.
4.1.3 Rugosidade da superfície usinada
A rugosidade é um conjunto de desvios micro geométricos, caracterizado pelas
pequenas saliências e reentrâncias presentes em uma superfície. É um parâmetro de controle
da qualidade do processo de usinagem, além de um indicador do estado da ponta da
ferramenta utilizada no processo.
A figura 4.4 contém os resultados de rugosidade média (Ra) para os experimentos
realizados na Fase-1. Vê-se nesta figura que:
93
Figura 4.4 - Rugosidade (Ra) contra Tempo de Corte na Fase-1.
a) Quando a ferramenta está em início de vida, os valores de rugosidade foram todos
similares (próximos a 0,55 µm), exceto para o ensaio que utilizou pastilha alisadora no corte
longitudinal (Corte 6) - o valor teórico da rugosidade máxima (Rmaxteor = f2/8.r) para o corte
longitudinal com avanço de 0,1 mm/volta era da ordem de 1,56 µm. Este valor não pode ser
comparado com a rugosidade média medida (Ra), mas sim com a rugosidade máxima (Rt ou
Rz) que, para os ensaios que obtiveram Ra = 0,55 µm, era da ordem de Rz = 3 µm. Isto
significa que a contribuição geométrica dada pelo avanço e raio de ponta para a formação da
rugosidade era responsável por cerca de 50% da rugosidade. O que passava disso era de
responsabilidade do fluxo lateral de cavaco (porção de material da peça que foi deformada
pela ferramenta mas não se transformou em cavaco) e da vibração da ferramenta e/ou da peça.
Como tanto a ferramenta quanto a peça eram bastante rígidas, conclui-se que a contribuição
geométrica e o fluxo lateral de cavaco influenciaram bastante a rugosidade da peça, o que era
de se esperar, dada a alta ductilidade do material usinado. Pode-se ainda concluir que
realmente, quando se utiliza pastilha alisadora, pode-se utilizar o dobro do avanço, sem
prejuízo para a rugosidade, pois todos os cortes cônicos, que na segunda passada (aquela com
avanço paralelo ao eixo) tinham avanço igual a 0,2 mm/volta.
94
b) Quando se fez corte longitudinal com pastilha alisadora, esta não foi capaz de, com o
dobro do avanço (Corte 6), manter a rugosidade próxima à obtida com pastilha convencional e
avanço menor (Corte 1) - vê-se na figura que no corte longitudinal com pastilha alisadora, a
rugosidade no início de vida foi da ordem de Ra = 0,68 µm, bem maior que nos outros
ensaios. A impressão que se tem é que, neste corte, a aresta alisadora não foi capaz de
proporcionar todo o alisamento da superfície que se esperava dela. A explicação para isto
deve estar ligada ao fato de que, quando a aresta alisadora da pastilha, ao encontrar as
saliências de rugosidade deixadas pelo raio de ponta da pastilha, ao invés de completamente
removê-las, promove certa deformação delas devido à alta ductilidade da liga, fazendo com
que, em parte, elas se transformem em rugosidade. Isto não ocorreu quando a pastilha
alisadora foi utilizada nos cortes cônicos (Cortes 2, 3 e 4) porque à medida que a ferramenta
caminhava na passada paralela ao eixo da ferramenta (segundo passe), que é o responsável
por gerar a rugosidade final na peça, a aresta alisadora removeu material já endurecido
(encruado) pelo primeiro passe. Portanto, esse processo reduziu a possibilidade da aresta
alisadora promover deformações das saliências de rugosidades deixadas pelo raio de ponta
(pois essa porção de material estava menos dúctil), possibilitando que parte desse material
fosse removido, gerando menores valores de rugosidade. Com isso conclui-se que a pastilha
alisadora não é adequada para o torneamento de materiais de ductilidade elevada, como o aço
inoxidável super duplex utilizado neste trabalho, pois a geometria alisadora somente consegue
atingir seu objetivo principal (gerar o mesmo valor de rugosidade obtido com o uso da
pastilha convencional, porém com o dobro do avanço) quando a superfície a ser usinada já
esteja endurecida (encruada) por um passe anterior de usinagem.
c) O comportamento da rugosidade com o tempo de corte (e, consequentemente, com o
desgaste da ferramenta) variou de ensaio para ensaio - nos ensaios com cortes 1, 4 e 6 a
rugosidade cresceu continuamente com o tempo de corte. Isto significa que a forma da ponta
da ferramenta (que se reproduz na rugosidade da peça) foi se modificando continuamente e
ficando cada vez mais irregular e diferente da forma original, devido ao desgaste e/ou ao
depósito de material sobre a ponta da ferramenta causado pela APC. Como no corte 1 não
houve APC (como visto no item anterior) e sim um pequeno valor de desgaste até momentos
antes de um forte lascamento da aresta (como também visto no item anterior) que determinou
o fim da vida da ferramenta, a curva de rugosidade teve crescimento inicial mais lento
seguido por um crescimento mais abrupto. Já no experimento do corte 3, a curva de
rugosidade teve crescimento inicial seguido por um decréscimo perto do fim da vida da
95
ferramenta, fazendo com que o valor da rugosidade ao fim da vida da ferramenta fosse menor
que dos outros ensaios. Uma explicação para este comportamento pode estar ligado ao fato de
que o lascamento da ferramenta gerado pela quebra da APC não se deu propriamente em sua
ponta, mas a uma certa distância dela (ver figura 4.2-b2), o que tornou possível que a forma da
ponta não fosse tão diferente de sua forma original (forma que se tinha no início da vida da
ferramenta).
d) O experimento do corte 5 (corte cônico com pastilha convencional) apresentou
valores de rugosidade muito mais altos. Assim, fez-se uma figura para mostrar quanto maior
ele foi (figura 4.5), já que, se todas as curvas de rugosidade estivessem na figura 4.4, teria
sido difícil a análise da rugosidade dos outros ensaios, já que o fundo de escala do gráfico
seria muito grande. Isto era de se esperar, já que este corte foi feito com uma ponta
convencional da ferramenta e com o dobro do avanço. Se o avanço foi o dobro, era de se
esperar, baseado na equação da rugosidade teórica (Rmaxteor = f2/8.r), que o valor da
rugosidade fosse 4 vezes maior que no corte longitudinal com avanço baixo (corte 1). Porém,
a rugosidade obtida no corte 5 foi mais de 5 vezes maior que no corte 1. Isto demonstra que o
aumento da profundidade de corte que ocorre à medida que a ferramenta avança na segunda
passada do chamado corte cônico promove um fenômeno ainda mais intenso que aquele já
explicado no item b, isto é, ao encontrar as saliências de rugosidade deixadas pelo raio de
ponta da pastilha, ao invés de completamente removê-las, promove certa deformação delas
devido à alta ductilidade da liga, fazendo com que, em parte, elas se transformem em
rugosidade.
96
Figura 4.5 - Rugosidade (Ra) contra Tempo de Corte na Fase-1.
Juntando-se os resultados tanto de vida de ferramenta quanto de rugosidade da peça, há
que se concluir que, dentre as condições testadas, a que apresentou melhor desempenho foi
aquela que utilizou corte longitudinal, avanço baixo e pastilha convencional (Corte 1), pois
obteve a mais longa vida da ferramenta dentre todos os experimentos, com valores de
rugosidade baixos, tanto no início quanto no fim de vida da ferramenta. Outro ensaio que
apresentou vida tão longa da ferramenta quanto o corte 1 foi o ensaio com o corte 5. Porém,
esta condição não deve ser utilizada em ambiente industrial, pois apresentou, devido ao alto
valor de avanço utilizado, alto valor de rugosidade da peça. Existe uma outra condição que
não deve ser descartada. É a condição chamada como corte 3 (corte cônico com primeira
passada - aquela com trajetória cônica da ferramenta - com o dobro do avanço). Quando esta
condição foi utilizada, a vida da ferramenta foi pouco menor que aquela obtida com o corte 1
e a rugosidade foi do mesmo nível (até menor ao fim da vida da ferramenta). Porém, o tempo
de corte para se usinar uma peça é menor que no corte 1, já que a primeira passada, devido ao
maior avanço, era mais rápida. Assim, em uma operação gargalo, na qual se prioriza o tempo
de produção de uma peça e não a vida da ferramenta, esta condição pode ser utilizada.
97
4.2 Resultados e Discussões da 2ª Fase dos Ensaios (Fase-2)
Como já foi comentado em capítulo anterior, os ensaios foram realizados em barras de
aço inoxidável super duplex UNS S32750, comercialmente conhecido como SAF 2507,
cedidos pela divisão de tubos e barras da Sandvik Materials Technology.
Iniciamos nossos experimentos utilizando parte do material utilizado pelo Eng. Carlos
Ancelmo de Oliveira Junior em sua dissertação de mestrado. E com esse material concluímos
a Fase-1 dos experimentos. Recebemos nova barra da Sandvik Materials Technology para
darmos seguimento na Fase-2 dos nossos experimentos, razão pela qual, na Fase-2, repetimos
os testes chamados de “Corte 1”, com o qual pudemos equalizar nossos ensaios agora em um
lote diferente do mesmo material.
As diferenças constatadas entre os dois lotes desse material estão mostradas e analisadas
no capítulo de Materiais e Métodos. É importante notar aqui, porém, que o aço utilizado na
fase 2, apesar de pertencer ao mesmo tipo de aço daquele utilizado na fase 1, possuía maior
alongamento (maior ductilidade) e menor dureza que o material usado na fase 1 (tabelas 3.2 e
3.4 do capítulo "Materiais e Métodos”).
4.2.1 Vida da Ferramenta
Os resultados iniciais a serem analisados são também aqueles relacionados com a vida
da ferramenta medida em volume de material usinado em cada ensaio, mostrados na fig. 4.6.
98
Figura 4.6 - Volume Usinado e Tempo de Corte por experimentos na Fase-2.
Pode-se ver ainda nesta figura os seguintes pontos:
a) O ensaio com maior velocidade de corte (Corte 9 - vc = 240 m/min) apresentou a
segunda menor vida em volume de material usinado. Porém, era o ensaio que cortava mais
rapidamente e, assim, não poderia ser descartado. Pode ser que esta condição possa ser
utilizada em um processo gargalo de produção. Há que se apontar, porém, que as arestas de
corte utilizadas nesta condição apresentavam comprometimento total da ponta da pastilha em
uso. (como será visto no item 4.2.2 Análise de Desgaste – Corte 9)
b) O ensaio com menor velocidade de corte (Corte 8 – 120 m/min) foi o que apresentou
menor vida em volume de material usinado, ou seja, foi o ensaio que apresentou menor
produtividade com a menor taxa de remoção de material dentre todos os ensaios da Fase-2.
Em outras palavras, nesta condição se "corta pouco e lentamente" e, portanto, esta condição
não deve ser utilizada em ambiente industrial.
c) Na faixa de velocidades de corte entre 120 e 200 m/min, a vida da ferramenta
(quando medida em volume de cavaco removido) aumenta com o aumento da velocidade de
corte, o que não é usual.
147,4
237,9
259,9
165,6
24,6
31,7
25,9
13,8
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
0,0
20,0
40,0
60,0
80,0
100,0
120,0
140,0
160,0
180,0
200,0
220,0
240,0
260,0
280,0
300,0
vc=120m/min Corte 8
Pastilha Convenc.
Corte Longit.
vc=150m/min Corte 1.1
Pastilha Convenc.
Corte Longit.
vc=200m/min Corte 7
Pastilha Convenc.
Corte Longit.
vc=240m/min Corte 9
Pastilha Convenc.
Corte Longit.
Vid
a e
m T
em
po
de
Co
rte
(m
in)
Vid
a e
m V
olu
me
Us
ina
do
(c
m³)
Ensaios
Volume Usinado e Tempo de Corte por Ensaios (Fase-2)
Volume (cm³)
Tempo de Corte (min)
99
O próximo item faz uma análise completa do desgaste das ferramentas utilizadas nos
experimentos realizados nesta Fase-2, a fim de se entender as razões da ocorrência deste
comportamento da vida da ferramenta.
4.2.2 Análise de Desgaste
A figura 4.7 mostra as superfícies de folga e de saída das ferramentas utilizadas nos
diversos ensaios da fase-2 de experimentos ao fim de suas vidas e em um momento pouco
anterior ao fim das vidas.
100
Figura 4.7 - Quadro de desgastes, lascas e arestas postiças de todas as pastilhas utilizadas nos ensaios
da Fase-2.
Nesta fase dos ensaios (Fase-2) concentraram-se todos os experimentos na utilização de
pastilhas convencionais com cortes longitudinais, como já mencionado anteriormente. Em
uma visão geral da figura 4.7, nota-se a presença de aresta postiça de corte sobre a superfície
de saída da ferramenta e um lascamento grande da aresta que determinava o fim de sua vida,
pois seu tamanho era maior que o critério de fim de vida (VBmax = 0,3 mm).
É importante relembrar aqui que o corte realizado na primeira fase dos ensaios nas
condições f = 0,1 mm/volta, vc = 150 m/min e corte longitudinal (Corte 1) apresentou vida
menor que o ensaio em condições idênticas na 2ª fase (Corte 1.1), com a diferença de que, no
ensaio da 1a fase, não houve a presença de APC. Nesta 2ª fase, a vida foi mais longa
101
(comparar figuras 4.1 com 4.6) e com a presença de APC. O material usado nesta 2ª fase,
apesar de pertencer à mesma classe ISO daquele, tinha menor dureza e maior ductilidade que
o material usado na 1ª fase. Esta diferença de propriedades explica estes resultados. Por ser
mais dúctil, o material usado na 2a.fase é mais propenso à formação de APC, que foi o que
aconteceu. Nos ensaios da 1a.fase, quando se utilizou corte longitudinal com pastilha
convencional (Corte 1) e avanço baixo, a APC não ocorreu. Porém, como o material usado na
1a.fase era mais resistente e mais duro, fez com que o calor gerado para a remoção do cavaco
também fosse maior e, por isso, gerasse aquele fim de vida já descrito, isto é, assim que um
valor pequeno de desgaste ocorreu, suficiente para remover uma pequena porção da camada
de cobertura, a ferramenta perdeu subitamente a capacidade de resistir ao corte e apresentou
lascamento severo. Já nos ensaios na mesma condição utilizando-se o material da 2a.fase,
mesmo com a formação da APC devido à maior ductilidade do material, a temperatura da
ferramenta na região de corte era menor e a vida da ferramenta foi maior. Além disto, no fim
da vida, a ferramenta apresentava lascamento da aresta provocado pela contínua remoção do
cavaco aderido à superfície de saída da ferramenta (APC). Assim, pode-se dizer que o
mecanismo que causou o fim da vida da ferramenta na fase 1 (grande concentração de calor
na ponta da ferramenta que removia subitamente sua cobertura) era mais agressivo à
ferramenta que a aresta postiça de corte que causou o fim de vida nos ensaios da fase 2.
Também é a formação da APC que explica o comportamento da vida da ferramenta com
a velocidade de corte (crescimento da vida até vc = 200 m/min - Corte 7, seguido por
diminuição da vida à medida que a velocidade cresceu ainda mais). Como explica a literatura
(Diniz et al., 2014), quando se usina numa faixa de velocidades de corte em que se tem a
formação da APC, o aumento da velocidade faz com que a temperatura de corte se aproxime
da temperatura de recristalização do material, a partir da qual não se tem mais encruamento e,
consequentemente, não se tem mais APC, já que o encruamento do material aderido à
superfície de saída da ferramenta é fundamental para que esta porção aderida consiga
trabalhar como aresta postiça. Existe um valor de velocidade em que se tem a maior formação
da APC, a partir do qual, em se crescendo a velocidade de corte, a APC começa a diminuir até
não se formar mais. Analisando os resultados de vida de ferramenta, pode-se concluir que na
faixa de velocidades entre 120 e 200 m/min, o desgaste gerado pela APC está diminuindo
(devido ao aumento da temperatura) e a vida está aumentando.
Já quando se utilizou vc = 240 m/min (Corte 9), a formação da APC era muito menor e o
fim da vida da ferramenta ocorreu de uma maneira muito similar ao fim da vida da ferramenta
102
utilizada na primeira fase de ensaios com corte longitudinal e pastilha convencional (Corte 1)
na velocidade de 150 m/min, isto é, assim que um valor pequeno de desgaste ocorreu,
suficiente para remover uma pequena porção da camada de cobertura, a ferramenta perdeu
subitamente a capacidade de resistir ao corte e apresentou lascamento severo. Ao se comparar
as figuras 4.7-d2 (superfície de folga após o fim da vida para o ensaio com vc = 240 m/min -
segunda fase dos ensaios - Corte 9) e 4.2-e2 (superfície de folga após o fim da vida para o
ensaio com corte longitudinal na 1a. fase de ensaios – Corte 1), vê-se que os lascamentos que
ocorreram nestas 2 condições são muito similares e bem diferentes dos lascamentos ocorridos
nas outras ferramentas que foram causados pela aresta postiça de corte. Este fato comprova
que o mecanismo que causou o fim de vida nestas 2 condições foi o mesmo e diferente do
mecanismo que causou o fim de vida nas outras condições de ensaio.
Porém, deve-se considerar também, ao se comparar as figuras 4.2-e2 (Corte 1 – vc= 150
m/min) e 4.7-d2 (Corte 9 – vc= 240 m/min), que o mecanismo que causou o fim de vida nessas
duas condições foi o mesmo, porém as avarias sofridas pelas pastilhas utilizadas na primeira
fase (Corte 1) são muito menores que as avarias sofridas pelas pastilhas utilizadas na segunda
fase (Corte 9), em função da diferença nas velocidades de corte e das consequentes cargas
térmicas e mecânicas envolvidas em cada um dos ensaios. As ferramentas utilizadas com
vc = 240 m/min (Corte 9) apresentaram grandes lascas na arestas utilizadas, comprometendo a
utilização das arestas inferiores das pastilhas (vide Fig.4.8-a).
Figura 4.8 - Pastilhas utilizadas com vc = 240 m/min (Corte 9) após final de vida das arestas – Fase-2.
Mais de 50% da
espessura da
Pastilha com
desgastes e lascas
Réplica (Corte 9)Réplica (Corte 9)
Prova (Corte 9)
Prova (Corte 9)
103
A figura 4.9 mostra o comportamento do desgaste de flanco contra o tempo de corte
para os ensaios da segunda fase de experimentos.
Figura 4.9 - Desgaste de Flanco contra Tempo de Corte na Fase-2.
Esta figura comprova o que já foi discutido anteriormente, isto é, em todos os casos, o
crescimento do desgaste ao longo da vida foi lento, seguido por um forte lascamento que
provocou um súbito crescimento do valor do desgaste. Quando se utilizou velocidades de
corte de 120 a 200 m/min este lascamento foi causado pela aresta postiça de corte, enquanto
que com vc = 240 m/min, o que causou o súbito crescimento do valor de desgaste foi o alto
calor gerado, que removia a cobertura da ferramenta. Uma vez sem cobertura e,
consequentemente, com o contato da peça/cavaco com o substrato da ferramenta que tem
muito menor dureza a quente, o desgaste crescia rapidamente.
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,0 5,0 10,0 15,0 20,0 25,0 30,0 35,0
De
sg
as
te d
e F
lan
co
(m
m)
Tempo de Corte (min)
Desgaste de Flanco contra Tempo de Corte
vc=120 m/min (Corte 8)vc=150 m/min (Corte 1.1)vc=200 m/min (Corte 7)vc=240 m/min (Corte 9)
104
4.2.3 Análise dos cavacos formados
Nesta fase-2 dos ensaios, com o novo lote de aço inoxidável super duplex, apesar de
atingir-se melhores resultados em termos de volume usinado quando comparamos o Corte 1.1
(fase-2) com o Corte 1 (fase-1), ambos com vc = 150 m/min, muito em função desse novo lote
de material usado na fase-2 ter características de maior ductilidade e menor dureza e
resistência mecânica do que o material da fase-1, conforme citado no item anterior, obteve-se
formação de aresta postiça no ensaio da fase-2 (Corte 1.1) com o aparecimento do desgaste de
flanco e lascamentos (vide fig.4.7-a1 / 4.7-a2). A formação da APC fez com que o controle da
forma dos cavacos fosse prejudicada.
A figura 4.10 mostra a formação de cavacos em forma de fitas emaranhadas que acabam
ficando enroladas e presas na peça ou na placa do torno com a formação de APC na aresta da
pastilha em uso. Estes cavacos não são recomendados, devido à série de danos que podem
causar à ferramenta, à peça e à todo o processo.
Figura 4.10 - Cavacos em Fitas Emaranhadas no “Corte 1.1” – Fase-2 (vc=150 m/min).
Para comprovar que essa formação de cavacos emaranhados estava sendo causada pela
formação de aresta postiça na aresta de corte da pastilha, substituíu-se essa aresta da pastilha
105
já com APC por uma aresta nova e usinou-se a mesma peça. Feito isso a formação de cavacos
voltou a apresentar-se de forma helicoidal contínua que forma-se e sai naturalmente da área
de corte, como pode ser visto na figura 4.11. Em outras palavras, quando a ferramenta não
apresenta ainda nenhum tipo de desgaste e, portanto, ainda a formação da APC é pequena, a
forma do cavaco é mais adequada do que quando se tem APC, após algum tempo de usinagem
com a ferramenta.
Figura 4.11 - Cavacos em Helicoidais no “Corte 1.1” – Fase-2 (vc=150 m/min)
Com a redução da velocidade de corte (vc = 120 m/min) usada nos ensaios do Corte 8 e
consequente redução da temperatura na zona de corte, seguem os problemas com formações
de APC e também seguem os problemas de formação e controle dos cavacos (vide Fig.4.7-c1 /
4.7-c2), problemas estes que foram mencionados anteriormente no Corte 1.1.
A figura 4.12 mostra os cavacos formados nos ensaios do Corte 8 e seu
desenvolvimento durante a vida da ferramenta.
106
a) Início de vida da ferramenta b) Próximo ao fim da vida da ferramenta
Figura 4.12 - Cavacos formados no ensaio com vc = 120 m/min (Corte-8).
Pode-se ver nesta figura que, quando a ferramenta apresentava pequeno valor de
desgaste, o cavaco tinha uma forma helicoidal contínua que forma-se e sai naturalmente da
área de corte, como pode ser visto na figura 4.12-a, e não havia formação de cavacos em fita.
Já próximo ao fim da vida da ferramenta, porém, os cavacos formavam-se em fita e se
acumulavam na placa do torno, como mostrado na figura 4.12-b, cavacos estes totalmente não
recomendados.
Somente com vc = 200 m/min (Corte 7) conseguiu-se a redução da formação de APC,
(vide fig. 4.7-b1 / 4.7-b2) e, com isso, obteve-se a melhor formação de cavacos de todos os
experimentos da fase-2. Cavacos estes em forma de helicoidais curtos e controlados,
conforme figura 4.13, que se formam durante a usinagem e na sequência já são expulsos da
área de corte, evitando emaranhamentos como os ocorridos nos ensaios anteriores.
107
Figura 4.13 - Cavacos helicoidais formados no ensaio com vc = 200 m/min (Corte 7).
Isto conduz à conclusão que a aresta postiça de corte, como ocorreu nos ensaios com
vc = 150 m/min (Corte 1.1) e vc = 120 m/min (Corte 8), cobriu o quebra-cavacos das
ferramentas e fez com que eles não pudessem atuar, levando à formação destes cavacos
inadequados.
Já com a vc = 240 m/min (Corte 9), houve uma redução na formação de APC, porém
com deterioração rápida das arestas de corte usadas nos ensaios (fig. 4.7-d1/ 4.7-d2). Além
disso, surgiu mais um agravante que é o aumento da temperatura na zona de corte (devido à
maior vc). Essa maior temperatura atuando em um material de maior ductilidade (AISD da
fase-2) aumentou ainda mais a ductilidade do material e, consequentemente, dificultou ainda
mais a quebra do cavaco com consequente maior tendência à formação de cavacos em forma
de fitas contínuas durante todo o tempo de usinagem do experimento, conforme figura 4.14.
108
Figura 4.14 - Cavacos formados no ensaio com vc = 240 m/min (Corte 9).
Em outras palavras, devido à alta temperatura, o cavaco é tão dúctil que o quebra-
cavaco da pastilha não consegue quebrá-lo, fazendo com que mesmo nos primeiros passes de
usinagem os cavacos saiam em forma de fitas.
Verifica-se numa análise geral destas figuras, que nenhum cavaco gerado nos ensaios da
fase-2 foi próximo do cavaco que possa se considerar adequado. Somente os obtidos com vc=
200 m/min (Corte 7), condição em que se conseguiu a redução da formação de APC, obteve-
se a melhor formação de cavacos de todos os experimentos da fase-2, ou seja, cavacos em
forma de helicoidais curtos e controlados.
Todos os demais cavacos foram longos e próximos à forma de fita e mesmo em forma
de fita. Isto conduz à conclusão que a aresta postiça de corte cobriu o quebra-cavacos da
ferramenta e fez com que ele não pudesse atuar, levando à formação destes cavacos
inadequados.
4.2.4 Rugosidade das superfícies usinadas
A figura-4.15 mostra o comportamento da rugosidade da peça ao longo da vida da
ferramenta nos ensaios realizados nas mesmas condições de usinagem nas duas fases de
experimentos, isto é, com materiais com diferentes propriedades.
109
Figura 4.15 - Rugosidade da peça X Tempo de Corte para ensaios de mesmas condições nas duas fases
de ensaios.
Vê-se nesta figura que na fase 2 a rugosidade da peça foi maior que na fase-1 dos
experimentos. Isto pode ser explicado pela maior ductilidade da peça utilizada na fase 2, que
propiciou a formação da aresta postiça de corte (que não ocorreu nestas condições na fase-1)
que, como a literatura prevê, prejudica a rugosidade, bem como propiciou uma maior
deformação plástica da superfície da peça causada pela tensão que a ferramenta causa. Esta
deformação transforma-se em rugosidade.
A figura 4.16 mostra o comportamento da rugosidade da peça ao longo do ensaio para
todos os experimentos da fase 2.
0,91 1,00
0,90
1,030,99
0,79
0,96
0,59 0,530,59
0,67
0,88
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0 22,5 25,0 27,5 30,0 32,5
Ru
go
sid
ad
e-R
a (µ
m)
Tempo de Corte (min)
Rugosidade contra Tempo de Corte(Past. Conv. & Corte Longit.)
vc=150 m/min (Corte 1.1)-(Fase-2)
vc=150 m/min (Corte 1)-(Fase-1)
110
Figura 4.16 - Rugosidade da peça X Tempo de Corte para ensaios da Fase-2.
A primeira análise a ser feita desta figura é com relação aos valores iniciais da
rugosidade. Quando se usinou a 150 e 200 m/min os valores são próximos e na faixa de 0,91 a
0,77 µm respectivamente. Os valores de Rt para estas duas condições estavam na faixa entre
4,74 e 3,75 µm, bem maiores que a rugosidade teórica dada pela equação Rmaxteor = f2/8.rƐ, o
que era de se esperar, dada a ductilidade da liga usinada. No entanto, quando se utilizou vc =
120 m/min e vc = 240 m/min, os valores de Ra já eram acima de 1,1 µm. Os maiores valores
de rugosidade obtidos nestes ensaios devem estar ligados aos seguintes fatos:
a) Quando se utilizou vc = 120 m/min a formação de APC era bastante intensa o que,
como a literatura prevê, estimula o crescimento da rugosidade;
b) Quando se utilizou vc = 240 m/min o crescimento do desgaste foi bastante rápido.
Assim, após 2 min de corte (momento em que foi feita a primeira medição de rugosidade) já
se tinha desgaste da ferramenta, o que aumentou o valor de rugosidade.
Uma segunda análise a ser feita é o comportamento da rugosidade ao longo da vida da
ferramenta. Vê-se que a rugosidade crescia e diminuía ao longo da vida da ferramenta. Isto
deve estar ligado ao fato de que a aresta postiça de corte é cíclica, isto é, ela cresce e, após
uma determinada altura, ela perde estabilidade e quebra, incentivando o desgaste da
ferramenta. Assim, se a medição da rugosidade era feita em um momento em que a APC era
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0 22,5 25,0 27,5 30,0 32,5
Ru
go
sid
ad
e-R
a (µ
m)
Tempo de Corte (min)
Rugosidade contra Tempo de Corte (Past. Convencional & Corte Longit.)
vc=200 m/min (Corte 7)
vc=150 m/min (Corte 1.1)
vc=120 m/min (Corte 8)
vc=240 m/min (Corte 9)
111
grande, a rugosidade era alta e quando se media a rugosidade quando a APC era pequena, a
rugosidade era menor.
Quando se utilizou vc = 240 m/min, em que a APC era bem menor, o comportamento da
rugosidade foi diferente. A rugosidade caiu do início para o meio da vida da ferramenta,
provavelmente porque um valor ainda pequeno do desgaste fazia com que a aresta de corte
ficasse mais aguda (quando a rugosidade foi mínima, o tempo de corte era em torno de 7 min,
momento em que o desgaste VBmax era da ordem de 0,14 mm - ver figuras 4.9 e 4.16). A
partir deste momento, a rugosidade cresceu subitamente, acompanhada pelo súbito
crescimento do desgaste da ferramenta.
Sumarizando os resultados da fase 2, há que se concluir que a condição em que se
utilizou vc = 200 m/min foi a que apresentou melhor desempenho, já que foi a que obteve
maior vida em volume de cavaco removido, mesmo cortando mais rapidamente que outras
condições e também apresentou valores de rugosidade dentre os mais baixos obtidos nesta
fase.
112
5 CONCLUSÕES
Com base nos resultados obtidos durante todas as etapas dos experimentos no
torneamento de aço inoxidável super duplex UNS S32750 com refrigeração de alta pressão,
para variáveis como velocidades de corte, avanços de usinagem, processos de usinagem e
lotes diferentes de corpos de provas, é possível concluir que, em condições similares aquelas
utilizadas neste trabalho:
A) Conclusões baseadas nos ensaios da fase 1.
• A utilização da pastilha alisadora não apresentou maior produtividade com
melhores rugosidades na usinagem deste material, tanto no corte cônico como no
corte longitudinal.
• O torneamento longitudinal apresentou maiores valores de rugosidade do que o
torneamento cônico, ambos utilizando pastilha alisadora com alto avanço.
• Em termos de acabamento superficial, somente no início de vida das arestas de
corte que o torneamento cônico com pastilha alisadora apresentou o mesmo
desempenho que o torneamento longitudinal com pastilha convencional.
• O tipo e o mecanismo de desgaste preponderante são diferentes quando se utiliza
pastilhas alisadoras e pastilhas convencionais.
• Nas pastilhas alisadoras, a formação de arestas postiças foi o mecanismo de
desgaste preponderante para as avarias das arestas em forma de lascamento.
• Nas pastilhas convencionais, a formação de arestas postiças foi mínima e o
desgaste de flanco com pequenas lascas foi predominante durante os ensaios.
• A estratégia de corte cônico não melhora o desempenho da vida da ferramenta,
pelo contrário, prejudica esse desempenho seja com pastilha alisadora, ou
convencional.
• Entre todas as condições testadas, a que apresentou maior vida da ferramenta
com menor rugosidade foi a pastilha convencional no torneamento longitudinal
com baixo avanço.
• A utilização de refrigeração de alta pressão associada à preparação de chanfros
de proteção no corpo de prova evita formação de rebarbas encruadas, evitando
desgastes do tipo entalhe.
113
B) Conclusões baseadas nos ensaios da fase 2
• A redução na formação de aresta postiça e consequente melhoria na vida da
aresta de corte, está associada à utilização da velocidade de corte de 200 m/min.
• A maior ductilidade do aço inoxidável super duplex associada à sua menor
dureza (fase 2) proporciona uma vida maior da pastilha quando comparada à
vida da ferramenta quando se utilizou o material da fase 1, porém causa maiores
problemas com formação de aresta postiça e controle de cavacos.
• A formação da aresta postiça de corte não somente influencia negativamente a
vida da ferramenta, mas também prejudica a rugosidade da peça.
• A aresta postiça de corte encobre o quebra-cavacos da ferramenta e, com isso,
gera a formação do cavaco em fita.
5.1 Sugestões para trabalhos futuros
• Testar outras geometrias de quebra-cavacos no torneamento em acabamento do
aço inoxidável super duplex.
• Testar novas coberturas PVD no torneamento em acabamento do aço inoxidável
super duplex.
• Avaliar o desempenho das pastilhas intercambiáveis no torneamento cônico em
desbaste (com maior profundidade de corte) no aço inoxidável super duplex.
• Avaliar o efeito da refrigeração de alta pressão no torneamento em desbaste do
aço inoxidável super duplex.
• Estudar a influência da refrigeração de alta pressão no desempenho das pastilhas
intercambiáveis, no torneamento de corte interrompido em aço inoxidável super
duplex.
• Avaliar desempenho das pastilhas intercambiáveis no torneamento em
acabamento com maior pressão de lubrificação (maior que 70 bar).
114
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