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VII Seminário da Pós-graduação em Engenharia Mecânica

TORNEAMENTO UTILIZANDO UM PORTA-FERRAMENTA REFRIGERADO

INTERNAMENTE COM FLUÍDO EM MUDANÇA DE FASE

Rubens Roberto Ingraci Neto

Aluno do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica – Unesp – Bauru

Prof. Dr. Luiz Eduardo de Angelo Sanchez

Orientador – Depto de Engenharia Mecânica – Unesp – Bauru

RESUMO

Nos processos de usinagem a ferramenta de corte e a peça são submetidas a tensões e

temperaturas elevadas que invariavelmente prejudicam o processo. Neste sentido, a utilização

de fluído de corte sempre foi considera uma solução para o aumento da produtividade.

Contudo, os custos do sistema, manutenção, descarte e os danos à saúde e ao meio ambiente

tornam necessária uma evolução tecnológica sustentável. Alguns métodos de refrigeração,

como a usinagem criogênica, o uso da mínima quantidade de lubrificante ou mesmo o corte a

seco têm sido estudados, mas o desempenho destes métodos é restrito a condições específicas

de usinagem. O desenvolvimento de um método de refrigeração ambientalmente correto, sem

prejuízos à saúde, de simples integração em diversos equipamentos, sem alterar a estrutura das

ferramentas de corte e tão ou mais eficiente que a aplicação de fluído de corte é o objetivo

desta pesquisa. O porta-ferramentas adaptado permite a extração do calor gerado durante um

processo de torneamento, por meio da evaporação de fluído R141-b que circula em seu

interior e constituí um ciclo fechado, sem liberação para a atmosfera. Os resultados da

utilização do método proposto foram comparados à aplicação convencional de fluído de corte

e ao corte a seco no torneamento de aço ABNT 1045, utilizando ferramenta de corte de metal

duro sem revestimento, bem como no torneamento do aço austenítico de difícil usinabilidade

SAE-EV-8, utilizando-se ferramentas de revestidas. Os testes indicaram que o sistema

proposto proporcionou uma vida da ferramenta de corte superior às obtidas com fluído de

corte e no corte a seco, sugerindo que a redução na temperatura da ferramenta de corte foi

capaz de atenuar os mecanismos de desgaste e as alterações na dureza e resistência do metal

duro. No torneamento do aço inoxidável o fluído de corte propiciou a refrigeração e

lubrificação do processo, superando o método concebido, já que a baixa condutividade

térmica e desgaste por abrasão são características na usinagem deste material.

PALAVRAS-CHAVE: Refrigeração interna, Fluído de Corte, Desgaste da ferramenta de

corte, Torneamento.

1 INTRODUÇÃO

O desafio de alcançar elevada qualidade no acabamento superficial e exatidão

dimensional, com alta produtividade, redução de custos e impacto ambiental é afetado por

vários fatores como o uso de fluido de corte e o material e geometria da ferramenta de corte.

Em um processo de usinagem a ferramenta de corte e a peça são submetidas a esforços e

temperaturas elevados que invariavelmente desgastam a ferramenta de corte e levam a


produção de peças fora dos limites de qualidade estabelecidos (BRUNI, et al., 2006;

KUNPENG, et al., 2009). O fluido de corte, por aliar o efeito lubrificante à capacidade de

refrigeração, pode prolongar a vida da ferramenta de corte e diminuir a temperatura de corte,

aumentando a produtividade e mantendo a qualidade da produção; além de facilitar a remoção

do cavaco (KLOCKE e EINSENBLATTER, 1997; ÇAKIR, et al., 2004; DHAR, et al., 2006;

YILDIZ e NALBANT, 2008). Entretanto, os fluidos de corte resolvem parcialmente os

desafios da usinagem, pois criam diversos problemas técnicos, ambientais e de saúde. São

necessários sistemas de armazenamento, bombeamento, filtragem, refrigeração e reciclagem

dos fluidos (AHMED, et al., 2007). Como apontou Zhao et al.(2012), em 2005 o setor

industrial dos Estados Unidos foi responsável por mais de 20% do consumo de água potável

do país, representando quase a mesma quantidade utilizada com a geração de energia elétrica e

com a irrigação. Sendo que nos processos de usinagem o maior consumo de água potável está

relacionado ao uso de fluídos de corte. Whichmann et al. (2013) indicou que em 2011 a

Alemanha consumiu 740 mil toneladas de fluídos de corte, o que representa uma quantidade

ainda maior de água contaminada na limpeza das peças produzidas. Os fluídos de corte

também possuem biocidas para evitar o crescimento de fungos e bactérias, que, no entanto,

são causadores de doenças aos operadores por serem liberadores de formaldeídos.

Trabalhadores expostos ao fluído de corte e a seus fumos podem desenvolver dermatites

alérgicas e doenças respiratórias (SUURONEN, et al., 2007; BURTON, et al., 2012; De

GROOT, et al., 2010). Trafny (2013), em seu recente estudo, assinalou a presença de

biofilmes nos fluídos de corte, formados por fungos e bactérias do tipo micobactérias não

tuberculosas, causadoras de pneumonia hipersensitiva, impossíveis de serem eliminadas

através dos biocidas convencionais e que se alojam nos componentes metálicos do sistema.

Klocke e Einsenblatter (1997) já afirmavam que a maneira mais lógica de eliminar

todas as dificuldades associadas ao uso de fluídos de corte é o emprego do corte a seco; desde

que este permita a obtenção da qualidade desejada em tempo de produção adequado e vida de

ferramenta de corte aceitável. Na usinagem a seco deve-se evitar que a temperatura na região

de corte atinja valores críticos para a obtenção de um desgaste contínuo e estável das

ferramentas de corte, compatível com sistemas automatizados de corte (DUDZINSKI, et al.,

2004). Há progressão dos principais mecanismos de desgaste com o aumento da velocidade de

corte, limitando a taxa de remoção de material no corte a seco e sua aplicabilidade no meio

industrial (KLOCKE e EINSENBLATTER, 1997). O desgaste das ferramentas de corte de

metal duro em temperaturas inferiores a 600 ºC ocorrem principalmente por abrasão,

deformação plástica e remoção do ligante de cobalto com desalojamento das partículas de

WC. Acima de 600 ºC observa-se intensa oxidação que fragiliza a camada afetada da

ferramenta. Para temperaturas superiores a 700 ºC há ativação e intensificação do processo de

difusão entre o cavaco e o metal duro, como foi demonstrado na usinagem de aços, ligas de

alumínio, níquel e titânio, que levam a adesão, formação de camada aderida sobre a

ferramenta e posterior arrancamento do substrato (FERRARESI, 1977; LIST, et al., 2005;

SHAW, 2005; JIANXIN, et al., 2008; JIANXIN, et al., 2012). Assim, o corte seco não pode

ser implementado com a simples interrupção do uso de fluídos de corte; seus efeitos devem

ser obtidos por meio de soluções complementares como o uso de lubrificantes sólidos, água

ou vapor de água, refrigeração criogênica ou métodos de refrigeração indiretos (DUDZINSKI,

et al., 2004; BYRNE, et al., 2003; WEINERT, et al., 2004; DEVILLEZ, et al., 2007; SHU, et

al., 2013). Desenvolvimentos da composição e o refinamento nanométrico dos grãos de metal

duro e dos revestimentos das ferramentas de corte, além dos avanços na preparação e método

de deposição desses, também contribuem para o aumento da resistência ao desgaste das

ferramentas de corte por abrasão, adesão, difusão, oxidação e deformações plásticas. Além


disso, os revestimentos atuam como barreiras térmicas, resistem a maiores pressões e aliviam

a propagação de trincas (BOUZAKIS, et al., 2012).

Um dos métodos de compensação do efeito refrigerante dos fluídos de corte com

promissores resultados baseiam-se no uso da refrigeração interna. Desde 1969 há registros da

investigação dos métodos de refrigeração indiretos da ferramenta de corte, com a proposta de

circulação de um fluido internamente ao porta-ferramentas ou ferramenta de corte em uma

configuração de heat-pipe, ou seja, valendo-se da convecção natural e da maior capacidade de

extração do calor latente, sendo possível ainda a aplicação do vapor sobre a região de corte ou

recirculação do fluído (JEFFRIES, 1969; JEFFRIES e ZERKLE, 1970). Cada vez mais

atenção é dada aos métodos de refrigeração indiretos das ferramentas de corte. Foi

desenvolvido um modelo matemático supondo a refrigeração indireta como um dissipador de

calor abaixo da ferramenta capaz de extrair entre 25 e 45 W/mm².K, reduzindo a temperatura

na superfície de saída de uma ferramenta de metal duro sem revestimento em 50 ºC ou até 100

ºC, levando a um incremento de mais de 15 % na vida da ferramenta (ZHAO, et al., 2002;

ZHAO, et al., 2006). Chiou et al. (2007) realizaram experimentos com heat pipe no

torneamento de aço ABNT 1020 e 1040 com profundidade de corte de 1 mm, avanço de 0,1

mm/rev e velocidade de corte de 30m/min, com ferramenta de corte de metal duro sem

revestimento, indicaram uma redução de 60 ºC na temperatura da superfície de saída da

ferramenta, supondo a geração de 15,7 W durante o torneamento. Em análise numérica

similar, Al-Odat (2010) apontou uma diminuição em 75 ºC na temperatura máxima da

superfície de saída da ferramenta, supondo a geração de 20 W no corte e um heat pipe capaz

de remover 40 W/mm².K. Liang et al. (2010) utilizando um heat pipe posicionado sobre a

ferramenta de corte de metal duro no torneamento de aço ABNT 1045, indicou a redução da

temperatura máxima da ferrmaneta em 96,6ºC, com velocidade de corte de 175,84 m/min,

profundidade de corte de 0,7 mm e avanço de 0,1 mm/rev. Contudo, os porta-ferramentas e

ferramentas convencionais não são projetados para acomodar os heat pipes, impedindo a

máxima aproximação entre dissipador de calor e aresta de corte, o que prejudica sua eficácia.

Além disso, para se tornar um método de ampla difusão e aceitação, o dispositivo deve ter

custo acessível e ser integrável a qualquer máquina ferramenta convencional (ROZZI, et al.,

2011). Uma proposta de refrigeração interna da ferramenta de corte, diferente do uso de heat

pipes, desenvolvida posteriormente a um protótipo de aço rápido, avaliou a utilização de uma

ferramenta de corte quadrada de metal duro que foi usinada em sua base para acoplar sobre

um suporte de aço com microcanais, formando entre a superfície inferior da ferramenta e

superior do suporte uma cavidade por onde circulava 0,3 l/min de água. O sistema foi capaz

de reduzir em 25 ºC a temperatura do cavaco no torneamento de uma liga de alumínio

aeronáutico com velocidade de corte variado de 200 m/min a 300 m/min (SUN, et al., 2012;

FERRI, et al., 2013). Em concepção similar Minton et al. (2013) confeccionaram uma

ferramenta de corte de metal duro de 1 mm de espessura com revestimento de 12 µm de

diamante que formava com um calço adaptado uma câmara na qual circulava 0,3 l/min de

refrigerante com base de etileno glicol. No torneamento de liga de titânio a 80 m/min, com

avanço de 0,2 mm/rev e profundidade de corte de 1mm, a vida da ferramenta de corte com

refrigeração interna em comparação ao corte seco na mesma condição foi 63 % superior,

registrando-se redução da temperatura média da superfície do cavaco em 13 ºC. Contudo,

nestes sistemas de refrigeração interna das ferramentas de corte, além da pequena vazão, não

há referência à vaporização do fluído, o que certamente limita sua capacidade de refrigeração.

Assim, foi proposto um sistema que utiliza um trocador de calor compacto de microcanais

posicionado abaixo da ferramenta de corte, no qual, um fluxo de LN2 a 0,04 l/min promove o

resfriamento da ferramenta valendo-se da acentuada transferência do calor latente na formação


de nitrogênio gasoso, que é liberado para a atmosfera. Para evitar que um fluxo excessivo de

calor levasse a formação de um filme de vapor isolante no interior do trocador, foi

desenvolvida uma análise numérica que estimou para o torneamento do aço ABNT 419, com

ferramenta de corte revestida por TiN, avanço de 0,33 mm/rev e profundidade de corte de 1

mm que, para velocidade de corte de 100 m/min, seriam gerados 53 W durante a usinagem, já

para 200 m/min este valor seria 74 W, ou seja, superior aos 69 W teoricamente suportados

pelo trocador de calor com LN2. Os resultados experimentais indicaram que a vida da

ferramenta de corte pôde ser ampliada em dez vezes para 90 m/min em comparação ao corte

com a aplicação de fluído de corte a 5 L/min. A 200 m/min ocorreu a perca da capacidade de

resfriamento do trocador de calor e os resultados foram similares para ambos os métodos

(ROZZI, et al., 2011).

No entanto, os métodos de refrigeração indireta expostos são limitados, seja por não

utilizarem fluídos com mudança de fase, ou por necessitarem de ferramentas de corte

especiais, ou pelo fluxo reduzido de refrigerante já que este é liberado para a atmosfera, ou

seja, sem recirculação. Um sistema de refrigeração interna deve então considerar o intenso

fluxo de calor durante a usinagem, operando com fluído em mudança de fase e evitando a

formação de um filme de vapor isolante. Restringir as modificações na geometria da

ferramenta de corte para tornar-se integrável a diferentes máquinas ferramentas. Utilizar um

circuito fechado, com recirculação do refrigerante, reduzindo custos e impacto à saúde e meio

ambiente. E fornecer desempenho similar ou superior à aplicação de fluído de corte. Neste

contexto, este trabalho tem como objetivo a concepção e análise do desempenho de um porta-

ferramentas adaptado para formar um sistema de refrigeração interna com circuito fechado e

fluido com mudança de fase, sem alterar a ferramenta de corte. Com um fluido refrigerante

com temperatura de vaporização próxima a temperatura ambiente, buscou-se simplificar o

sistema de condensação do sistema. Sem modificar a geometria externa de um porta-

ferramentas convencional visou-se a manutenção da rigidez necessária ao porta-ferramentas e

a possibilidade de utilização em diversos equipamentos. Assim, o sistema proposto tem como

intenção não apenas substituir o fluído de corte e superar as dificuldades associadas, mas visa

também aplicações nas quais estes não são utilizados, como na usinagem de peças livres de

contaminações. Além disso, favorece a reciclagem do cavaco produzido, eliminado etapas de

lavagem.

2 MATERIAIS E MÉTODOS

O porta-ferramentas elaborado é apresentado na Figura 1 e possuí cr = 90º, g=0º e

ls=0º. Uma bomba peristáltica com vazão de 1,78 l/min faz circular pelos canais internos o

fluído refrigerante R141b da Dupont, com temperatura de vaporização de 32 ºC e calor latente

223 kJ/kg, que evapora ao entrar em contato com a porção inferior da interface de prata (b),

que tem a função de dissipar o calor da ferramenta de corte durante a usinagem. Este núcleo

de prata forma com as cavidades internas do porta-ferramentas uma câmara de evaporação

inclinada que favorece o escoamento do vapor. Para facilitar a usinagem dos canais internos e

da câmara de evaporação inclinada optou-se pelo uso de um suporte móvel (c), que funciona

de encosto para a ferramenta de corte e ainda permite a inserção de 3 microtermopares nas

posições indicadas por T1, T2 e T3, em contato com a ferramenta de corte e protegidos da

ação do cavaco. A ferramenta é fixada sobre a estrutura do porta-ferramentas e em contato

com a interface de prata (d) e (f). O porta-ferramentas montado sobre o dinamômetro Kistler

9257BA e acoplado ao torno CNC ROMI CENTUR 30D 10 kW, com os tubos de circulação


do refrigerante são apresentados em (e). O vapor formado é levado a um condensador externo

exposto a convecção forçada no ar a 25 ºC, e então o líquido é armazenado em reservatório e

recirculado.

Figura 1 – Porta-ferramentas com refrigeração interna. a) componentes do porta-

ferramentas, b) interface de prata, c) suporte da ferramenta de corte, d) interface de

prata montada, e) porta-ferramentas instalado sobre o equipamento e d) detalhe da

fixação da ferramenta de corte sobre a interface de prata.

Os esforços de corte e temperaturas foram registrados durante os ensaios através dos

módulos NI-9207 e NI-9214, ligados ao cDaq-9188 utilizando Labview 6.1, todos

desenvolvidos pela National Instruments.

O desempenho do porta-ferramentas com refrigeração interna (IC) foi comparado ao

corte seco (Dry) e a aplicação abundante de fluído de corte (CF) semi-sintético Rocol Ultracut

370, com diluição em água de 1:10 e vazão de 10 l/min. As condições de corte adotadas são

apresentadas na Tabela 1. Optou-se por dois perfis de corpos de prova de aço ABNT 1045,

para compreender a influência do corte contínuo e interrompido sobre o método de

refrigeração. Os corpos de prova contínuos, designados por ABNT 1045-C, possuíam

comprimento de corte de 155mm. A denominação ABNT 1045-I indica os corpos de prova

compostos por 10 segmentos de 20 mm cada, totalizando 200 mm de comprimento de corte

por passe. Estes foram torneados com ferramentas de corte de metal duro sem revestimento,

ISO M10-M25, modelo TPUN 160308, classe IC 20 da ISCAR. Os ensaios referentes às

condições de 7 a 10 foram realizados com corpos de prova, de 130 mm de comprimento de

corte, de aço inoxidável SAE XEV-F, que possuí adições de Nb e W e é normalmente

empregado na fabricação de válvulas de motores de combustão interna. Possuí difícil

usinabilidade e baixa condutividade térmica que levam a mecanismos de desgaste similares a

usinagem de ligas de níquel e do aço ABNT 304. Nestas condições foram utilizadas

ferramentas de metal duro revestidas por TiN, Al2O3 e TiCN, depositados por CVD, ISO P15-

40, modelo TPUN 160308, classe IC 9054.


Tabela 1 – Condições de corte testadas para todos os métodos de refrigeração.

A Tabela 2 traz as composições e propriedades físicas dos aços utilizados.

Tabela 2 – Composição em porcentagem de peso e propriedades físicas dos

metais analisados.

SAE XEV-F

C Si Mn Cr Nb Ni N W

0,53 0,25 9,00 21,00 2,15 4,25 0,5 1,15

Módulo de Elasticidade [GPa] 205

Peso Específico [Kg/m³] 7844

Condutividade Térmica[W/m.K] 14,5

Calor Específico [J/kg.K] 500

ABNT 1045

C Si Mn Cr Nb Ni N W

0,45 0,40 0,65 0,40 0,10 0,40 0,04 0,05

Módulo de Elasticidade [GPa] 205

Peso Específico [Kg/m³] 7844

Condutividade Térmica [W/m.K] 49,8

Calor Específico [J/kg.K] 486

Para cada condição de corte e método de refrigeração foram executados ensaios com

a mesma aresta de corte até que se atingisse VBB máx de 0,6 mm ou VBB de 0,3 mm, ou

ocorresse a fratura da ferramenta de corte. Ao final de cada ensaio o desgaste de flanco da

ferramenta de corte foi mensurado, em microscópio óptico SMZ 800 da Nikon, bem como a

profundidade máxima do desgaste de cratera (KT) e a rugosidade produzida nas peças, com

rugosímetro portátil Surtronic 3+ da Taylor Hobson. Ao final de cada condição, ou seja, após

atingir o fim de vida, cada ferramenta de corte foi examinada em microscópio eletrônico de

varredura (MEV), ZEIS LEO 440.

Condição Material VC [m/min] f [mm/rev] aP [mm]

1 ABNT 1045-I 100 0.200 1.00

2 ABNT 1045-I 100 0.400 1.00

3 ABNT 1045-I 80 0.200 1.00

4 ABNT 1045-I 80 0.400 1.00

5 ABNT 1045-C 100 0.200 1.00

6 ABNT 1045-C 80 0.200 1.00

7 SAE XEV-F 80 0.200 0.50

8 SAE XEV-F 80 0.400 0.50

9 SAE XEV-F 100 0.200 0.50

10 SAE XEV-F 100 0.400 0.50


3 RESULTADOS E DISCUSSÃO

A Figura 2 traz o comparativo entre o volume de material removido por cada

ferramenta de corte até que fosse atingido um dos critérios estabelecidos de fim de vida para

as diferentes condições de corte e métodos de refrigeração. Também são expostas as

profundidades máximas dos desgastes de cratera e as médias dos parâmetros de rugosidade

obtidos durante a vida das ferramentas de corte. Para o conjunto de condições de 1 a 4, que

compreendem os corpos de prova ABNT 1045-S, usinados com ferramenta de corte sem

revestimento, nota-se que o melhor desempenho foi obtido na condição 3 para o método de

refrigeração interna. Ainda neste conjunto, para os métodos IC e Dry, a principal causa do fim

de vida das ferramentas de corte foi pela fragilização gerada com o aumento da cratera.

Entretanto, nos ensaios C03-IC e C04 -IC não houve acentuada formação de cratera, sendo o

fim de vida atingido pelo desgaste de flanco médio. Os casos em que a ferramenta de corte

fraturou estão assinalados na Figura 1 (a). No método com aplicação de fluído de corte para as

condições de 1 a 4, observou-se o lascamento dos insertos, provavelmente pela fadiga térmica,

como se infere da Figura 3.

Figura 2 – Resultados obtidos ao final dos ensaios de cada condição e método de

refrigeração. a) Volume de material removido em cada condição até o fim de vida da

ferramenta de corte. Estão assinalados (*) os casos em o inserto fraturou. b)

Profundidade máxima do desgaste de cratera em cada condição. c) Média do Ra ao

longo do volume de material removido em cada condição. d) Média do Rz produzido em

cada condição de corte ao longo do volume de material removido.


Figura 3 – Ferramentas de corte das condições 1,2,3 e 4 com a aplicação de

fluído de corte.

O corte intermitente leva ao surgimento de tensões térmicas que podem ser

aproximadas pela Equação 1 (BHATIA, et al., 1978).

(1)

Na qual σ é a tensão em MPa; q é o coeficiente de Poisson, adotado 0,22 para o

metal duro; E é o módulo de elasticidade, 640GPa; b é o coeficiente térmico de expansão

linear, 5,5.10-6 /ºC; e DT representa a amplitude térmica que a ferramenta é submetida.

Supondo que a variação de temperatura na aresta de corte tenha sido de 700ºC, então a tensão

gerada será 3,159GPa.

A Figura 1 (a) mostra que no conjunto de condições 5 e 6, no torneamento de corpo

de prova contínuo ABNT 1045-C com ferramenta de corte sem revestimento, o maior volume

de material removido foi obtido na C06-IC. Ou seja, assim como no conjunto anterior, na

condição em que a Vc = 80 m/min e o f = 0,2 mm/rev. Nestas condições não ocorreu

lascamento das ferramentas com o uso de fluído de corte e, como explicitado em (b),

observou-se a atuação do fluído de corte como inibidor do desgaste de cratera. A menor vida

das ferramentas nas condições de corte 1 e 3, em relação aos experimentos das configurações

5 e 6, está relacionada as maiores solicitações do corte intermitente. Há maior oxidação, dado

o contato com a atmosfera nos trechos em vazio; com o rápido carregamento e

descarregamento as ferramentas são submetidas a gradientes térmicos; ocorrem tensões de

tração pela diferença na contração do metal duro e do aço aderido à superfície; e inversão das

tensões de compressão durante o corte para tensões de tração após o relaxamento instantâneo,

ao ultrapassar o ponto de equilíbrio de tensões. Estes fatores levam a um rápido desgaste por

abrasão, formação de cratera, propagação de trincas e lascamento das arestas de corte.

Para as condições de 7 a 10, no torneamento do aço inoxidável SAE XEV-F com

ferramenta revestida, o melhor desempenho é alcançado para CO7-CF, de Vc = 80 m/min e f

= 0,2 mm/rev. O menor desgaste de cratera pode ser associado a menor profundidade de corte,

ao material da ferramenta de corte e ao revestimento, além do mecanismo principal de

desgaste no torneamento deste tipo de material ser por abrasão, deformação plástica e

arrancamento de material da ferramenta, dado a baixa condutividade térmica e sua resistência

a quente.


A Figura 1 (c) e (d) indica que a rugosidade variou de acordo com as condições de

corte, não havendo clara diferença entre os resultados de cada método de refrigeração,

sugerindo também que as modificações na adaptação do porta-ferramentas não prejudicaram

sua rigidez.

A Figura 4 traz os esforços de corte médio e desvios padrões segundo as

componentes de força nas direções X, Y e Z, que representam a força de avanço (FX), a força

de penetração (FY) e a força de corte (FZ). Além das temperaturas médias e desvios padrões

aquisitados ao longo dos ensaios de cada condição de corte. Os esforços e as temperaturas são

apresentados na sequência de FX, FY e FZ, e T1, T2 e T3.

Figura 4 – Esforços e temperaturas médios ao longo de todo volume de material

removido em cada condição e método de refrigeração. a) Esforços de corte. b)

Temperaturas registradas pelos termopares.


Os esforços de corte são semelhantes em cada condição de corte para os diferentes

métodos de refrigeração, sugerindo que a maior parcela destes esforços está relacionada à

energia necessária para a usinagem, característica dos parâmetros de corte adotados e

materiais envolvidos. Entretanto, nota-se na comparação entre C03-IC e C03-Dry que os

esforços e temperaturas são menores no primeiro método, sugerindo mudanças nos

mecanismos de desgaste. No corte seco houve maior adesão de material sobre a ferramenta,

que levam a formação de cratera, maiores esforços de corte e maior temperatura, que podem

ter favorecido o lascamento da ferramenta no corte intermitente. Na refrigeração interna, para

velocidade de corte de 80 m/min, na qual não ocorreu intensa formação de cratera como em

C01-IC, a 100 m/min, o mecanismo de desgaste principal foi a abrasão, provavelmente

controlada pela manutenção da dureza da ferramenta de corte através da refrigeração interna.

Como mostra a Figura 5, há indícios de que o material aderido à ferramenta de corte era

instável e com pouca adesão sobre a superfície de saída em C03-IC, sendo removido durante o

corte sem arrancar material do substrato. Comportamento similar foi observado em C06. Há

indicativos que a temperatura na região de corte foi menor para o uso de fluído de corte,

seguido pela refrigeração interna, pois o corte a seco apresentou maior quantidade de material

aderido e deformado, além de oxidação mais intensa.

Figura 5 – Desgaste das ferramentas de corte nas condições 3 e 6, quando o

volume de material removido era de 50 cm³ e 140 cm³.

Nas condições de 7 a 10 os menores esforços e temperaturas médias foram

registrados para a C07, sendo o maior desempenho em C07-CF. O resfriamento da interface

de contato entre cavaco e ferramenta e a ação lubrificante do fluído de corte atenuaram o atrito

e a temperatura, o que pode ter garantido a manutenção da dureza e resistência à compressão

da ferramenta. A Figura 4 mostra que em C08 e C10, condições de maior avanço, a força de

penetração é maior do que a força de corte. Isto sugere o aumento do atrito e da temperatura

na região de corte, com redução na vida das ferramentas.


Na Figura 6 estão os esforços de corte médios e as temperaturas médias aquisitadas

em cada ensaio das ferramentas de corte e métodos de refrigeração analisados em C03 e C06.

Ainda que os esforços de corte fossem próximos, independentemente do método de

refrigeração utilizado, as temperaturas registradas para a refrigeração interna foram atenuadas

em aproximadamente 50 ºC em relação ao corte seco, durante o desenvolvimento do desgaste.

Utilizando a aproximação analítica proposta por Shaw (2005), é possível estimar que a

temperatura média da interface de contato entre cavaco e ferramenta, para as condições de

corte a seco foi 750 ºC com um fluxo de calor para a ferramenta de corte de 75 W,

considerando os esforços de corte aquisitados, o grau de recalque dos cavacos e o

comprimento de contato estimado por análise microscópica e as propriedades térmicas

fornecidas por Fahad et al. (2013). Estes resultados são similares aos relatados em outros

estudos sobre usinagem com refrigeração interna da ferramenta de corte, sugerindo que a

diminuição na temperatura média da ferramenta de corte é superior a registrada pelos

termopares (ZHAO, et al., 2002; ZHAO, et al., 2006; CHIOU, et al., 2007; AL-ODAT, 2010;

LIANG, et al., 2010; ROZZI, et al., 2011; SUN, et al., 2012; FERRI, et al., 2013; MINTON,

et al., 2013). A capacidade de resfriamento do método proposto pode ter sido capaz de

minimizar os mecanismos de desgaste que ocorrem nesta faixa de temperatura (FERRARESI,

1977; LIST, et al., 2005; SHAW, 2005; JIANXIN, et al., 2008; JIANXIN, et al., 2012).

Figura 6 – Esforços e temperaturas médias registradas nas condições 3 e 6. a)

Esforços médios em C03. b) Esforços médios em C06. c) Temperaturas médias em C03.

d) Temperaturas médias em C06.


A Figura 7 traz imagens do MEV das ferramentas de corte ao atingirem o fim de

vida. Houve desgaste por abrasão, aderência de material e lascamentos.

Figura 7 – Ferramentas de corte ao atingir o fim de vida. a) C03-IC. b) C03-CF.

c) C03-Dry. d) QBSD da C06-CF.

A Figura 8 indica que na usinagem do aço SAE XEV-F na C07 os esforços na

direção de penetração, dependentes do atrito do flanco da ferramenta com a peça e do cavaco

com a superfície de saída, apresentaram acentuado aumento a partir de determinado instante,

alcançando valores próximos a 400 N, assim como a força de corte. Enquanto T1 atinge 140

ºC nos instantes próximos ao fim de vida da ferramenta de corte, nos casos da refrigeração

interna e no corte a seco. Na Figura 9 nota-se que o desgaste de flanco nas condições C07-IC

(a) e C07-Dry (b) foi predominantemente por abrasão e deformação plástica. Em (a) ocorreu

aderência de aço sobre a ferramenta e posterior arrancamento do material da ferramenta de

corte, como destacado. Em C07-Dry a deformação plástica da aresta de corte foi mais intensa

e rápida, bem como o atrito e a presença de material aderido. Como sugere a Figura 8, a

refrigeração interna foi capaz de garantir por maior tempo a integridade da ferramenta de

corte, reduzindo os esforços de corte e temperatura na interface de contato. O uso de fluído de

corte, como se infere da Figura 8 e da Figura 9, (c) e (d), além de abrandar o atrito, reduziu a

temperatura na ponta da ferramenta de corte, resultando em um desgaste mais gradual, sem a

acentuada deformação plástica ou aderência, provavelmente relacionadas a manutenção do

revestimento de Al2O3.


Figura 8 – Esforços e temperaturas médias registradas na condição 7. a) Esforços

médios. b) Temperaturas médias.

Figura 9 – Ferramentas de corte ao final de C07. a) MEV C07-IC. b) QBSD

C07-Dry. c) MEV C07-CF. d) QBSD C07-CF.


4 CONCLUSÕES

O porta-ferramentas com refrigeração interna através de um fluído com mudança de

fase a temperatura próxima a ambiente, operando em circuito fechado, demonstrou ser capaz

de fornecer a refrigeração necessária à ampliação da vida da ferramenta de corte em

comparação ao corte seco, com desempenho superior ou equivalente ao uso de fluído de corte,

como demonstrado no torneamento do corpo de prova segmentado e contínuo de aço ABNT

1045. Entretanto, a performance do porta-ferramentas foi limitada na usinagem do aço SAE

XEV-F dada a concentração do fluxo de calor na ponta da ferramenta de corte, a abrasividade

do material e por não possuir ação lubrificante como o fluído de corte. Contudo, o volume de

material removido foi superior ao corte a seco. Assim, pode-se afirmar que o uso da

refrigeração interna ao porta-ferramentas é um alternativa viável ao uso dos fluídos de corte e

pode ser interpretada como um método complementar na usinagem híbrida, como propuseram

Wang et al. (2003) e Dandekar et al. (2010).

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