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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Reinaldo Emílio Cruz de Jesus
AAVVAALLIIAAÇÇÃÃOO DDOOSS EESSFFOORRÇÇOOSS,, TTEEMMPPEERRAATTUURRAA EE
IINNTTEEGGRRIIDDAADDEE SSUUPPEERRFFIICCIIAALL EEMM TTOORRNNEEAAMMEENNTTOO DDOO
AAÇÇOO IINNOOXXIIDDÁÁVVEELL SSUUPPEERR DDUUPPLLEEXX UUNNSS SS3322776600 QQUUAANNDDOO
AALLTTEERRAADDOO OO ÂÂNNGGUULLOO DDEE PPOOSSIIÇÇÃÃOO DDAA FFEERRRRAAMMEENNTTAA EE
OOSS PPAARRÂÂMMEETTRROOSS DDEE CCOORRTTEE
São João Del Rei, 2013
Reinaldo Emílio Cruz de Jesus
AAVVAALLIIAAÇÇÃÃOO DDOOSS EESSFFOORRÇÇOOSS,, TTEEMMPPEERRAATTUURRAA EE
IINNTTEEGGRRIIDDAADDEE SSUUPPEERRFFIICCIIAALL EEMM TTOORRNNEEAAMMEENNTTOO DDOO
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OOSS PPAARRÂÂMMEETTRROOSS DDEE CCOORRTTEE
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado da Universidade Federal de São João Del Rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica. Área de Concentração: Materiais e processos de Fabricação Orientador: Professor Dr. Durval Uchoâs Braga
São João Del Rei, 2013
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO
AAVVAALLIIAAÇÇÃÃOO DDOOSS EESSFFOORRÇÇOOSS,, TTEEMMPPEERRAATTUURRAA EE IINNTTEEGGRRIIDDAADDEE
SSUUPPEERRFFIICCIIAALL EEMM TTOORRNNEEAAMMEENNTTOO DDOO AAÇÇOO IINNOOXXIIDDÁÁVVEELL SSUUPPEERR
DDUUPPLLEEXX UUNNSS SS3322776600 QQUUAANNDDOO AALLTTEERRAADDOO OO ÂÂNNGGUULLOO DDEE PPOOSSIIÇÇÃÃOO
DDAA FFEERRRRAAMMEENNTTAA EE OOSS PPAARRÂÂMMEETTRROOSS DDEE CCOORRTTEE
Autor: Reinaldo Emílio Cruz de Jesus
Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga
A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Dissertação:
São João Del Rei, 18 de dezembro de 2013
Dedicatória
Aos meus pais Eduardo e Selma pela educação a mim atribuída, à minha irmã Amanda como incentivo,
a todos os meus familiares e em especial à minha querida esposa Rosemary e ao meu filho Isaac pela compreensão nos inúmeros momentos de ausência.
Agradecimentos
A Deus pelo Dom da vida e por sempre me acompanhar e me orientar em minha caminhada.
Muito grato Senhor por este presente.
Ao Prof. Dr. Durval Uchôas Braga, Universidade Federal de São João Del Rei, que além de
me privilegiar com a oportunidade de aprendizagem nesta pesquisa, orientou-me
pacientemente em todas as etapas de execução.
Ao Prof. Dr. Frederico Ozanan Neves, Universidade Federal de São João Del Rei, pela
oportunidade de aprendizado, apoio, estimulo e incentivo ao logo desta pesquisa.
A todos os Professores do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da
Universidade Federal de São João Del Rei, pela oportunidade de aprendizagem,
companheirismo e competência na arte de ensinar.
Ao Técnico do Laboratório de Usinagem da Universidade Federal de São João Del Rei,
Camilo Lelis dos Santos, pelo companheirismo, apoio e pronto atendimento na realização dos
ensaios de torneamento.
Ao Técnico do Laboratório de Corrosão da Universidade Federal de São João Del Rei, Emílio
Dias Moreira, pelo apoio nas atividades experimentais.
Aos colegas do Mestrado Cláudio Parreira Lopes, Ely Wagner Ferreira Sabará, Elifas Levi da
Silva, Deibe Valgas, Rodrigo Barbosa, Cleiton Martins e Ana Paula Melo, pelo
companheirismo e apoio.
A Villares Metals, em especial, aos senhores Celso A. Barbosa e Alexandre Sokolowski, pela
parceria e incentivo a pesquisa doando a amostra do aço inoxidável Super Duplex.
A SANDVIK COROMANT DO BRASIL, em especial, ao Senhor Jânio Ferreira, pela
parceria na pesquisa e doação do ferramental necessário, pronto atendimento e incentivo a
pesquisa.
A PETROBRAS, Gerência de Operações da Plataforma de Garoupa, em especial, aos
senhores Adriano Câmara Peçanha e Marcelo Adones A. Faria, pelo incentivo a pesquisa e
por me permitir a elaboração de uma escala de trabalho flexível sem prejuízos à frequência do
curso de Mestrado.
A coordenação e Supervisão de Manutenção da Plataforma de Garoupa, em especial, aos
colegas Ronaldo Silveira Felix, Marcelo Valim, Wanderson Rosi, Abner Gianizeli de Barros,
Olavo Sá e Aarão Jonatan de Alencar, que por muitas vezes se desdobraram em suas
atividades para suprir minha ausência.
As colegas da Base de Operações da Plataforma de Garoupa, em especial, Taina Casanova
Abreu dos Santos, Vanessa Cruz Figueiredo Guimarães e Ana Silva Moreira Correia, pelo
apoio e suporte logístico.
A todos aqueles que de alguma forma contribuíram para a realização desta pesquisa.
“Uma inteligência modesta aliada a muito trabalho frequentemente pode mais que uma inteligência brilhante e vadia”.
Paulo Boulos e Ivan de Camargo
RESUMO
A complexidade das operações de extração de petróleo em ambientes corrosivos tem exigido
o uso de novos materiais com características especiais, tais como maior resistência mecânica
associada a maior resistência à corrosão. Um dos materiais modernos de maior destaque
quanto a estas propriedades associadas a um custo acessível é o aço inoxidável Super Duplex
(AISD). Porém, os aços inoxidáveis em geral, no processo de usinagem, apresentam altas
taxas de encruamento com indução de modificações mecânicas e comportamento heterogêneo
nas superfícies trabalhadas, ocasionando formação instável de cavacos e vibrações. Observa-
se também baixa condutibilidade térmica, alta resistência à fratura resultando em altas
temperaturas de corte, formação de aresta postiça e alto desgaste nas ferramentas,
comprometendo a aresta de corte da ferramenta. Com o intuito de estudar os efeitos destes
fatores na usinagem deste material, optou-se por verificar a influência do ângulo de posição
da ferramenta (χr), da profundidade de corte (ap), do avanço (f) e da velocidade de corte (Vc)
nas forças de usinagem, temperatura na região de corte e integridade superficial quando
torneado o aço inoxidável superduplex UNS S32760. Os ensaios foram realizados utilizando-
se de um planejamento fatorial completo e aleatorizado por níveis, modelo de efeito fixos,
permitindo observar a relação de dependência das variáveis de respostas contra as de
influência, assim como as suas correlações. Como resultados, observou-se aumento da força
de corte quando utilizados menor ângulo de posição da ferramenta (χr=45°), maior
profundidade de corte (ap=2,5mm) e avanço (f=0,25mm/rot). As forças de usinagem não
apresentaram diferenças significativas para as velocidades utilizadas. Também ocorreu
aumento da temperatura na região de corte quando utilizado χr médio de 75° e avanços
menores. A integridade superficial apresentou-se melhor quando utilizado χr de 75°. A
profundidade de corte, para os níveis ensaiados, induz tensão residual na superfície usinada. A
maior vida da ferramenta, para um desgaste máximo de flanco VB = 0,3mm e definida pelo
comprimento usinado, foi observada na velocidade de corte de 90m/min.
Palavras-chave: Torneamento, Super Duplex, Forças de corte, Vida da Ferramenta.
ABSTRACT
The complexity of the operations of oil extraction in corrosive environments has required the
use of new materials with special characteristics, such as higher strength associated to
improved corrosion resistance. One of the most prominent modern materials on these
properties associated with an affordable cost is the Super Duplex stainless steel (SDSS).
However, stainless steels, in the machining process, have high rates of strain hardening with
induction of mechanical modifications and heterogeneous behavior in machined surfaces,
causing unstable chip formation and vibration. It is also observed low thermal conductivity,
high resistance to fracture resulting in high cutting temperatures, built-up edge and high wear
on the tools, compromising the cutting edge of the tool. In order to study the effects of these
factors on the machining of this material, it was decided to investigate the influence of the
position angle of the tool (χr), depth of cut (ap), rate feed (f) and cutting speed (vc) in the
machining forces, temperature in the cutting region and surface integrity when turning
stainless steel UNS S32760 super-duplex. The tests were conducted using a randomized
complete factorial design and by levels, fixed effects model, allowing to observe the
dependence of the response variables against influence, as well as their correlations. As a
result, there was an increase of cutting force when used smaller position angle of the tool
(χr=45°), the greater depth of cut (ap=2,5mm) and feed (f=0,25mm/rev). The machining
forces did not show significant differences for the speeds used. There was also increased
temperature in the cutting region when used χr =75° and average minor rate feed. The surface
integrity showed better when used χr=75°. The depth of cut for the tested levels induces
residual stresses in the machined surface. The longer tool life for a maximum flank wear VB
= 0,3 mm, and length defined by the machined was observed in the cutting speed of 90m/min.
Keywords: Turning , Super Duplex , Cutting Forces , Tool Life .
Lista de figuras
Figura 2.1 - Variáveis de entrada e saída no processo de usinagem (Adaptado de METALS
HANDBOOK, 1989). .......................................................................................................... 22
Figura 2.2 - Classificação dos processos de fabricação (MACHADO e SILVA, 2004)
...................................................................................................................................................23
Figura 2.3 - Princípio básico do torneamento (KALPAKJIAN e SCHIMID, 2001)............... 25
Figura 2.4 - Forças de corte atuantes no torneamento (STOETERAU, 2007). ....................... 26
Figura 2.4 - Influência da velocidade de corte na força de corte (AMORIM, 2011). ............. 26
Figura 2.5 - Influência do avanço na força de corte (AMORIM, 2011). ................................ 27
Figura 2.6 - Influência da profundidade de corte na força de corte (AMORIM, 2011). ......... 28
Figura 2.7 - Influência do tipo de material usinado na força de corte (AMORIM, 2011). ...... 28
Figura 2.8 - Influência do material da ferramenta na força de corte (AMORIM, 2011). ........ 29
Figura 2.9 - Influência do fluido de corte na força de corte (AMORIM, 2011). .................... 29
Figura 2.10 - Área da seção transversal de corte (STOETERAU, 2004). .............................. 30
Figura 2.11 - Determinação da força específica de corte (AMORIM, 2011). ........................ 30
Figura 2.12 - Força específica de corte (SOUZA, 2011). ...................................................... 30
Figura 2.13 – Arestas e superfícies que formam a cunha cortante de uma ferramenta de barra
para torneamento (SANTOS e SALES, 2007). ..................................................................... 31
Figura 2.14 - Ângulos medidos na cunha de corte e no plano de referência (SOUZA, 2011). 31
Figura 2.15 - Variação da espessura do cavaco em função do ângulo de posição e da área da
seção de corte (MITSUBSHI, 2011). .................................................................................... 32
Figura 2.16 - Forças que atuam na ponta da ferramenta de corte: (a) ângulo de saída positivo e
(b) de saída negativa ângulo (ASTAKHOV, 2006). .............................................................. 35
Figura 2.17 - Influência do ângulo de folga na vida da ferramenta (ASTAKHOV, 2006). .... 36
Figura 2.18 - Sentido inclinação do ângulo visto no plano H (ASTAKHOV, 2006). ............. 37
Figura 2.19 - Influência do sinal do ângulo de inclinação no sentido do fluxo do cavaco
(ASTAKHOV, 2006). .......................................................................................................... 37
Figura 2.20 - Tipos e variedade geométrica das pastilhas (SANDVIK, 2011). ...................... 38
Figura 2.21 - Coberturas muti-camadas . .............................................................................. 39
Figura 2.22 - Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte (DEARNLEY e
TRENT, 1982). .................................................................................................................... 41
Figura 2.23 - Desgaste de Flanco (SANDVIK, 2011). .......................................................... 41
Figura 2.24 - Desgaste de cratera (SANDVIK, 2011). .......................................................... 43
Figura 2.25 - Desgaste por aderência (SANDVIK, 2011). .................................................... 43
Figura 2.26 - Desgaste de entalhe (SANDVIK, 2011). ......................................................... 44
Figura 2.27 - Avaria causada por deformação plástica (SANDVIK, 2011). .......................... 44
Figura 2.28 - Avaria causada por trincas térmicas (SANDVIK, 2011). ................................. 45
Figura 2.29 - Avaria causada por lascamento e ou martelamento de cavacos (SANDVIK,
2011). .................................................................................................................................. 45
Figura 2.30 - Parâmetros utilizados para medir os desgastes nas ferramentas de corte (ISO
3685, 1977). ......................................................................................................................... 46
Figura 2.31 - Gráficos utilizados para expressar a vida da ferramenta em função de Vc
(FERRARESI, 1997). .......................................................................................................... 48
Figura 2.32 - Classificação de acabamento (MACHADO e SILVA, 2004). .......................... 50
Figura 2.33 - Camadas superficiais dos corpos sólidos (SOUZA, 2011). .............................. 50
Figura 2.34 - Rugosímetro Mitutoyo (www. ipe.cuhk.edu.hk).. ............................................ 52
Figura 2.35 - Rugosidade média aritmética – Ra (MARCO e STOCKLER, 2013). ............... 53
Figura 2.36 - Zona de geração de calor em usinagem, (Adaptado de MACHADO e SILVA,
2004). .................................................................................................................................. 55
Figura 3.1 - Centro de torneamento Romi GL 240M. ........................................................... 59
Figura 3.2 – Montagem do conjunto. .................................................................................... 59
Figura 3.3 - Arranjo do sistema de aquisição de forças (SOUZA, 2011). .............................. 60
Figura 3.4 - (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A; (c)
software kistler DynoWare. .................................................................................................. 60
Figura 3.5 - Pastilhas e suportes. .......................................................................................... 60
Figura 3.6 - Corpo de prova fixado a placa do centro de torneamento ................................... 60
Figura 3.7 - Termovisor Flir T640 ........................................................................................ 61
Figura 3.8 - Medição de rugosidade. .................................................................................... 63
Figura 3.9 – Durômetro semi-automático WPM ................................................................... 63
Figura 3.10 - Microscópios utilizados................................................................................... 63
Figura 4.2 - Influência dos fatores na força de corte. ............................................................ 68
Figura 4.3 - Interações entre fatores na força de corte. .......................................................... 69
Figura 4.4 - Influência dos fatores na força passiva. ............................................................. 70
Figura 4.5 - Interações entre os fatores na força passiva ....................................................... 70
Figura 4.6 - Influência dos fatores na força de avanço. ......................................................... 73
Figura 4.7 - Interações entre os fatores na força de avanço ..................... ...............................71
Figura 4.8 - Forças de usinagem em função do χr ................................................................. 73
Figura 4.9 - Temperatura na região de corte. ........................................................................ 75
Figura 4.10 - Temperatura na região de corte em função do ângulo de posição. .................... 76
Figura 4.11 - Gráfico da influência dos fatores na rugosidade média. ................................... 77
Figura 4.12 - Gráfico de interações entre os fatores na rugosidade média ............................. 78
Figura 4.13 - Teste de igualdade de variância. ...................................................................... 79
Figura 4.14 - Gráfico do desgaste VB x LC .......................................................................... 80
Figura 4.15 - Desgaste nas pastilhas para velocidade de corte de 90m/min. .......................... 80
Figura 4.16 - Desgaste nas pastilhas para velocidade de corte de 120m/min. ........................ 80
Figura 4.17 - Desgaste nas pastilhas para velocidade de corte de 150m/min. ........................ 81
Figura 4.18 – Pastilha fotografada pelo MEV ....................................................................... 82
Figura 4.19 – Elementos químico presentes na aresta de corte da pastilha. ........................... 82
Figura 4.20 – (a) Região de quantificação e (b) Gráfico de procentagem dos elementos por
massa. .................................................................................................................................. 83
Figura 4.21 – (a) Região de quantificação e (b) Gráfico de procentagem dos elementos por
massa. .................................................................................................................................. 83
Lista de tabelas
Tabela 3.1 - Ferramental utilizado nos experimentos ............................................................ 60
Tabela 3.2 - Variáveis de influência e níveis ....................................................................... 64
Tabela 4.1 - Composição química do aço inoxidável Superduplex UNS S32760 (% massa). 66
Tabela 4.2 - ANOVA para Força de corte ............................................................................ 68
Tabela 4.3 - ANOVA para Força Passiva ............................................................................. 70
Tabela 4.4 - ANOVA para Força de Avanço ........................................................................ 72
Tabela 4.5 - Forças de Usinagem ......................................................................................... 74
Tabela 4.6 - ANOVA para a temperatura na região de corte ................................................. 75
Tabela 4.7 - ANOVA para Rugosidade Média - Ra .............................................................. 76
Tabela 4.8 – Dureza em da profundidade de corte ................................................................ 78
Lista de Abreviaturas e Símbolos
Letras Latinas A - área [mm2]
ap - profundidade de corte [mm]
Aα - superfície principal de folga
A’α - superfície secundária de folga
Aγ - superfície de saída
b - largura de corte [mm]
ºC - grau Celsius [grau]
d - diâmetro [mm]
Fc - Força de Corte
Fx - componente axial [N]
Fy - componente radial [N]
Fz – componente da força tangencial [N]
f - avanço por rotação [mm/rot]
h - espessura do cavaco [mm]
H0 - hipótese de nulidade
H1 - hipótese de não nulidade
KB - largura de cratera [mm]
KM - distância do centro da aresta de corte [mm]
N - resultante normal
n - velocidade rotacional [rpm]
R - vetor
S - aresta principal de corte
S’ - aresta secundária de corte
VB - desgaste de flanco [mm]
VBN - desgaste de entalhe [mm]
VBMax - desgaste de flanco máximo [mm]
Vc - velocidade de corte [m/min]
Vf - velocidade de avanço
yi - afastamento das ordenadas
T - vida da ferramenta [min]
Letras Gregas - ângulo de folga
- nível de significância
β - ângulo de cunha
ε - emissividade
εr - ângulo de ponta
λs - ângulo de inclinação da ferramenta
γ - superfície de saída da ferramenta
π - constante matemática
µm - micrômetro
χr - ângulo de posição da ferramenta de corte [grau]
χ’r - ângulo de posição da aresta secundária de corte [grau]
Abreviações AA - Média Aritmética
ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASTM - American Society for Testing and Materials
ANOVA - Análise de Variância
Al2O3 - Óxido de Alumínio
C - Carbono
CBN - Nitreto de Boro Cúbico
CLA - Linha de Centro Médio
CVD - Deposição por Vapor Químico
Co - Cobalto Metálico
CNC - Comando Numérico Computadorizado
Cr - Cromo
Cu - Cobre
GB - Giga Bits
Ghz - Giga Hertz
HB - Dureza Brinell
ISO - Organização Internacional de Padronizações
Ks – Pressão Específica de Corte
Lc - comprimento de corte
Lm - Linha Média
Ln - Percurso Final
Lt - Percurso Total
Lv - Percurso Inicial
Mn - Manganês
Mo - Molibdênio
N - Nitrogênio
NBR - Norma Brasileira Regulamentadora
Ni - Níquel
P.R.E.N - Número de Resistência Equivalente a Corrosão por Pite
PVD - Deposição Física de Vapor
Si - Silício
UNS - Sistema Unificado de Numeração
TiN - Nitreto de Titânio
TiNAl - Nitreto de Alumínio Titânio
tan - tangente
W - Tungstênio
Wc - Carboneto de Tungstênio
Sumário
CAPÍTULO 1 ...................................................................................................................... 20
INTRODUÇÃO ................................................................................................................... 20
CAPÍTULO 2 ...................................................................................................................... 23
REVISÃO BIBLIOGRÁFIA ............................................................................................... 23
2.1 - Processo de fabricação por usinagem ....................................................................... 23
2.2 - Classificação dos Processos de fabricação por usinagem .......................................... 24
2.3 - Processo de fabricação por torneamento ................................................................... 25
2.4 – Esforços de corte no torneamento ............................................................................ 26
2.5 - Fatores de influência na força de corte ..................................................................... 26
2.5.1 - Velocidade de corte - (Vc) ................................................................................. 26
2.5.2 - Avanço - (f) ....................................................................................................... 27
2.5.3 Profundidade de corte – (ap) ................................................................................ 27
2.5.4 Material da peça .................................................................................................. 28
2.5.5 - Material da ferramenta ...................................................................................... 28
2.5.6 - Fluido de corte .................................................................................................. 29
2.6 - Força específica de corte ou pressão específica de corte - (ks) .................................. 29
2.7 - Geometria da ferramenta de corte ............................................................................. 30
2.7.1- Ângulo de posição da aresta principal de corte - (χr) ........................................... 32
2.7.2 - Ângulo de cunha - (β) ........................................................................................ 33
2.7.3 - Ângulo de saída - (γ) ......................................................................................... 34
2.7.4 - Ângulo de folga - (α) ......................................................................................... 35
2.7.5 - Ângulo de ponta - (εr) ........................................................................................ 36
2.7.6 - Ângulo de inclinação - λs .................................................................................. 36
2.8 - Materiais das ferramentas de corte ........................................................................... 37
2.8.1- Metal duro definição e propriedades ................................................................... 38
2.8.2 - Tipos de cobertura aplicados ao metal duro ....................................................... 39
2.8.3 - Coberturas aplicadas ao metal duro pelo processo CVD .................................... 39
2.8.4 - Aplicações do metal duro com cobertura CVD .................................................. 40
2.8.5 - Coberturas aplicadas ao metal duro pelo processo PVD ..................................... 40
2.8.6 - Aplicações do metal duro com cobertura PVD................................................... 40
2.9 - Desgastes e avarias nas ferramentas de corte ............................................................ 40
2.9.1 - Desgaste de flanco – (VB) .................................................................................. 41
2.9.2 - Desgaste de cratera – (KT) ................................................................................. 41
2.9.3 - Desgaste por aderência e arrastamento (Attrition) .............................................. 43
2.9.4 - Desgaste tipo entalhe ......................................................................................... 43
2.9.5 - Avaria causada por deformação plástica ............................................................ 44
2.9.6 - Avaria causada por trincas térmicas ................................................................... 44
2.9.7 - Avaria causada por lascamento, quebra ou martelamento .................................. 45
2.9.8 - Parâmetros para medição de desgaste em uma ferramenta de corte .................... 46
2.10 - Vida da Ferramenta de corte ................................................................................... 46
2.10.1 - Curva de Vida da Ferramenta de corte ............................................................. 47
2.11 - Acabamento e integridade superficial ..................................................................... 49
2.11.1 - Encruamento Superficial ................................................................................. 50
2.11.2 - Rugosidade Superficial .................................................................................... 51
2.11.3 - Rugosidade Média aritmética - Ra.................................................................... 53
2.12 - Temperatura na Região de Corte ............................................................................ 54
CAPÍTULO 3 ...................................................................................................................... 58
PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ................................................................................ 58
3.1 - Equipamentos, materiais e métodos .......................................................................... 58
3.1.1 - Equipamento utilizado para o torneamento ........................................................ 58
3.1.2 - Sistema de Monitoramento dos esforços de corte ............................................... 59
3.1.3 Ferramental utilizado na usinagem do material .................................................... 60
3.1.4 Material a ser usinado .......................................................................................... 60
3.1.5 Equipamento utilizado para aquisição da temperatura na região de corte .............. 61
3.1.6 Equipamento utilizado para medição da rugosidade superficial ............................ 61
3.1.7 Equipamentos utilizado para medição do desgaste de corte .................................. 62
3.2 - Planejamento Experimental ...................................................................................... 64
CAPÍTULO 4 ...................................................................................................................... 66
RESULTADOS E DISCUSSÕES ........................................................................................ 66
4.1. Caracterização do aço como recebido ........................................................................ 66
4.1.1. Análise química do aço como recebido ............................................................... 66
4.1.2. Micrografia do aço como recebido ...................................................................... 66
4.2 - Análise da influência dos fatores para com o processo de torneamento ..................... 67
4.2.1 – Influência dos fatores sobre a força de corte ...................................................... 67
4.3.2 - Análise da força passiva .................................................................................... 69
4.3.3 Análise da força de avanço .................................................................................. 72
4.3.4 Análise da Temperatura na Região de Corte ........................................................ 74
4.3.5 Análise da Rugosidade Superficial ....................................................................... 76
4.3.6 Efeito da Usinagem na Superfície da peça ......................................................... 78
4.3.7 Vida da Ferramenta de Corte ............................................................................... 80
CAPÍTULO 5 ...................................................................................................................... 84
CONCLUSÕES ................................................................................................................... 84
CAPÍTULO 6 ...................................................................................................................... 86
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................................. 86
CAPÍTULO 7 ...................................................................................................................... 87
REFERÊNCIAS BIBLIOGÁFICAS .................................................................................... 87
ANEXO A – COMPOSIÇÃO QUÍMICA DO MATERIAL ................................................. 91
ANEXO B – ANÁLISE MICROGRÁFICA DO AÇO ......................................................... 92
CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
A crescente demanda da indústria do petróleo por materiais que tenham excelente
desempenho em ambientes corrosivos exige do mercado atual nova soluções. Estas soluções
se justificam devida a complexidade das operações de exploração em alto mar e em altas
profundidades ou até mesmo, pelos riscos associados a estas operações. Em casos onde 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 a presença de tensões associadas à possibilidade de corrosão, uma excelente solução é
o emprego de ligas que tenham maior resistência mecânica associada a maior resistência à
corrosão.
Por este motivo, o desenvolvimento destes materiais para atender, às exigências atuais,
da indústria petrolífera, tornou-se o objetivo de vários fabricantes. Um dos materiais
modernos de maior destaque nas propriedades de resistência à corrosão e mecânica em
relação ao custo, e cuja demanda cresce a cada ano na indústria petrolífera, são os aços
inoxidáveis super duplex (AISD). Esta nova classe de aços permite que os equipamentos
fiquem mais leves, com maior resistência mecânica, e com maior vida útil, favorecida pela
resistência a corrosão.
São aplicados em estruturas, tubulações e componentes destinados às indústrias
petrolífera, química, petroquímica, de produção de energia, de papel e celulose, naval e off-
shore também, em alguns setores da agroindústria, uma vez que apresentam excelente
comportamento quando empregados em meios altamente agressivos, comuns nestes setores
industriais. Desta maneira, os aços inoxidáveis superduplex se tornaram uma excelente
alternativa em relação aos aços inoxidáveis ferríticos e austeníticos.
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 pite (SANTOS e BOLFARINI, 2005). 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 superduplex é o custo, já que, o
material surge como uma alternativa mais econômica em relação a algumas ligas de níquel e
até mesmo há outros aços inoxidáveis. São caracterizados pela composição química similar a
dos aços inoxidáveis duplex, com maiores teores de Cr, Ni, Mo e N. Possuem microestrutura
bifásica, sendo 50% ferrita α, com estrutura CCC e 50% austenita γ, com estrutura CFC.
Porém os aços inoxidáveis convencionais apresentam, em geral, comportamento
diferenciado na usinagem quando comparados a outros materiais. Apresentam: altas taxas de
encruamento que induzem modificações mecânicas e comportamento heterogêneo nas
superfícies trabalhadas, ocasionando formação instável de cavacos e vibrações (SAOUBI et
al., 1999).
Possui baixa condutibilidade térmica, dificultando a retirada de calor pelo cavaco, desta
forma, a maior parte do calor gerado no processo é absorvida pela aresta de corte da
ferramenta. Possui alta resistência à fratura resultando em altas temperaturas de corte,
formação de aresta postiça e alto desgaste nas ferramentas, devido às altas forças de corte.
Entretanto, todos estes fatores tendem a aumentar na usinagem do superduplex, pois, a sua
usinabilidade é relativamente comparada a sua resistência equivalente a corrosão por pite
(PARO; HÄNNINEN; KAUPPINEN, 2001). Com o intuito de estudar os efeitos destes
fatores na usinagem do superduplex, optou-se por variar o ângulo de posição da ferramenta de
corte, conhecido como χr.
O ângulo de posição tem importância fundamental nas forças de corte e na vida da
ferramenta uma vez que: distribui de forma favorável às tensões no início e no final do corte;
tem influência direta no ângulo de ponta (εr), agindo sob a resistência e a capacidade de
dissipar calor da ferramenta; tem efeito na direção do cavaco e é responsável pela componente
passiva da força de usinagem, que contribui para a redução das vibrações, (MACHADO e
SILVA, 2004; SANTOS e SALES, 2007; DINIZ, 2008).
A ação de χr sobre as forças de avanço (Ff) e passiva (Fp), ocorre devido à localização
geométrica do gume principal com relação ao eixo da peça, já que com maiores valores de χr,
a componente (Ff), aumenta e têm seu máximo quando χr = 90°, (SANTOS e SALES, 2007).
No entanto, existem várias publicações que tratam destes assuntos com aplicações em outros
materiais. Mas, há uma carência de contribuições relativas à usinabilidade do aço inoxidável
Super Duplex. Conhecer o processo de transformação destes materiais em produtos acabados
é de suma importância para que a indústria de transformação metal mecânica seja mais
competitiva.
Diante dos fatos supracitados esta pesquisa teve por finalidade desenvolver um trabalho
científico capaz de fornecer dados de corte e informações relacionados à usinabilidade do aço
inoxidável Super Duplex UNS S32760, quando em torneamento. Para tanto, foram realizados
ensaios de usinagem em torneamento longitudinal externo, desbaste médio a seco, com o
intuito de verificar a influência da geometria da ferramenta e alguns parâmetros de corte nos
esforços de corte, na temperatura da região de corte, na integridade superficial da peça e na
vida da ferramenta.
Para atingir os objetivos propostos no trabalho foi utilizada metodologia de
planejamento de experimentos. Os dados gerados no corte do material foram coletados e
analisados através de um tratamento estatístico pela análise de variância (ANOVA), cujo
objetivo, é identificar a melhor condição de usinagem em função dos parâmetros propostos na
pesquisa. A pesquisa está dividida em seis capítulos conforme descrição:
Capítulo 1: Introdução Capítulo 2: Revisão da Literatura contendo tópicos essenciais à compreensão do
assunto, entre os quais: usinabilidade dos aços inoxidáveis, esforços de corte no
torneamento, forças de corte, geometria da ferramenta de corte, materiais das
ferramentas de corte, integridade superficial e temperatura na região de corte.
Capítulo 3: Materiais e Métodos em que são descritos os equipamentos, instrumentos e
máquina utilizados na pesquisa; corpo de prova; ferramentas e o planejamento de
experimento.
Capítulo 4: Resultados e Discussões com descrição dos resultados obtidos e o
tratamento estatístico utilizado para tomada de decisão.
Capítulo 5: Conclusões.
Capítulo 6: Sugestões para Trabalhos Futuros;
Capítulo 7: Referências Bibliográficas.
CAPÍTULO 2
REVISÃO BIBLIOGRÁFIA
2.1 - Processo de fabricação por usinagem
Usinagem é o termo usado para descrever processos de fabricação onde uma camada de
material, o cavaco, é removida da superfície de uma peça por uma ferramenta em forma de
cunha (TRENT e WRIGHT, 2000).
O processo de fabricação por usinagem é reconhecidamente o processo de fabricação
mais popular do mundo, transformando em cavacos algo em torno de 10% de toda a produção
de metais e empregando dezenas de milhões de pessoas em todo o mundo (MACHADO e
SILVA, 2004).
Entretanto, é um processo complexo influenciado por muitas variáveis consistindo de
variáveis de entrada ou independentes e variáveis dependentes que são conhecidas como
variáveis de saída do processo.
PROCESSO DE USINAGEM
Figura 2.1 - Variáveis de entrada e saída no processo de usinagem (Adaptado de METALS HANDBOOK, 1989).
Como observado na Figura 2.1 o torneamento é influenciado por muitas variáveis tais
como material da peça, geometria e constituição química da ferramenta de corte e seleção
correta dos parâmetros de corte. Como resultado se tem o acabamento superficial da peça
usinada, as forças geradas no processo de usinagem, a forma do cavaco, melhor controle
dimensional entre outros.
2.2 - Classificação dos Processos de fabricação por usinagem Os processos de fabricação por remoção de cavaco classificam-se em convencionais e
não convencionais como pode ser observado pelo quadro da Figura 2.2. Entre os
convencionais destaca-se o torneamento por ser das operações de usinagem mais utilizadas no
meio industrial em todo o mundo (FERRARESI, 1997); (DINIZ, MARCONDES, COPPINI,
2008).
Figura 2.2 - Classificação dos processos de fabricação (MACHADO e SILVA, 2004)
2.3 - Processo de fabricação por torneamento O torneamento é o processo de usinagem mais comumente empregado em trabalhos de
corte de metal (TRENT e WRIGHT, 2000). Conforme ilustrado pela Figura 2.3. No
torneamento, a ferramenta de corte é posicionada a certa profundidade de corte (ap), e se move
com uma determinada velocidade (n), à medida que a peça gira.
O avanço (f) é a distância que a ferramenta percorre na direção axial a cada revolução
da peça. A velocidade de avanço (vf) é a velocidade linear da ferramenta na direção paralela à
peça. Podendo ser descrita como produto do avanço da ferramenta pela rotação da peça,
conforme representado na equação 2.1.
Vf = f.n (Equação 2.1)
Como resultado desta ação, o cavaco produzido desliza sobre a superfície de saída da
ferramenta (KALPAKJIAN e SCHIMID, 2001).
Figura 2.3 - Princípio básico do torneamento (KALPAKJIAN e SCHIMID, 2001).
Já a velocidade de corte (Vc) é a velocidade tangencial instantânea resultante da peça no
ponto de contato da ferramenta, a uma profundidade de corte definida, onde os movimentos
de corte e avanço ocorrem simultaneamente, conforme equação 2.2.
Vc = π.d.n / 1000 (Equação 2.2)
Onde: Vc é a velocidade de corte [m/min]; d é o diâmetro da peça [mm]; n é a rotação [rpm].
2.4 – Esforços de corte no torneamento
A força de corte é um fator muito importante no cálculo da potência necessária a
usinagem e depende principalmente do material a ser usinado, das condições efetivas de
usinagem, da seção de usinagem e do processo. A força de corte (Fc) é a projeção da força de
usinagem (Fu) sobre a direção de corte. A força de avanço (Ff) é a projeção da força de
usinagem (Fu) sobre a direção de avanço. A força de apoio (Fap) é a projeção da força de
usinagem (Fu) sobre a direção de avanço no plano de trabalho. A Figura 2.4 ilustra como as
forças se distribuem no plano em relação a peça.
Figura 2.4 - Representação das componentes das forças de corte atuantes no torneamento
(STOETERAU, 2007).
2.5 - Fatores de influência na força de corte
2.5.1 - Velocidade de corte - (Vc) Na ordem de 100 m/min, a força de corte sofre decréscimos mínimos com o aumento da
velocidade de corte. Na faixa abaixo de 100 m/min, o aumento da força de corte depende
principalmente das características do material.
Figura 2.2 - Influência da velocidade de corte na força de corte (AMORIM, 2011).
Conforme ilustrado na Figura 2.4 inicialmente, para velocidades bem pequenas, a APC
ainda está ausente e a tendência é a redução da forca de corte devido ao aumento da geração
de calor. Com o aparecimento da APC, a força de corte diminui imediatamente porque o
ângulo de saída efetivo é consideravelmente aumentado e a área do plano de cisalhamento
secundário é reduzida.
2.5.2 - Avanço - (f)
O avanço e/ou a espessura de corte h exercem uma das principais influências sobre a
força de corte conforme ilustrado na Figura 2.5. Maiores valores de f contribuem para o
aumento da força de corte. A variação do avanço bem como da velocidade de corte influem
diretamente nas áreas de cisalhamento primário e secundário, causando aumento da força de
corte numa proporção quase direta, quase linear. Experimentalmente é verificado que o efeiro
do avanço é maior que a profundidade de corte.
Figura 2.3 - Influência do avanço na força de corte (AMORIM, 2011).
2.5.3 Profundidade de corte – (ap)
Com o aumento da profundidade de corte a força de corte aumenta proporcionalmente.
Dependendo do avanço selecionado o coeficiente angular da linha se altera com a inclinação
da mesma.
A Figura 2.6 ilustra a variação da força de corte em função da variação da profundidade
de corte.
Figura 2.4 - Influência da profundidade de corte na força de corte (AMORIM, 2011).
2.5.4 Material da peça
Quando diferentes tipos de materiais são usinados com parâmetros constantes as forças
de corte resultantes são diferentes, e dependem das propriedades dos materiais. Como
aproximação inicial pode-se assumir que com o aumento da tensão de ruptura ou aumento da
dureza a força de corte aumenta, conforme a Figura 2.7.
Figura 2.5 - Influência do tipo de material usinado na força de corte (AMORIM, 2011).
2.5.5 - Material da ferramenta
A escolha do material da ferramenta adequado é um dos fatores decisivos e que
influenciam nas forças de corte. A afinidade química do material da ferramenta com o
material da peça pode atuar principalmente, na área da seção de corte. Se a tendência for
promover uma zona de aderência estável e forte, a força de corte poderá crescer. Se a
tendência for diminuir o atrito na interface (ferramentas revestidas) evitando as fortes ligações
de aderência, a área da seção de corte poderá ser reduzida, diminuindo a força de corte
(MACHADO e SILVA, 2004).
A Figura 2.8 ilustra a variação da força de usinagem em função da seleção do material
da ferramenta. Como observado às ferramentas de metal duro contribuem para forças de corte
maiores que as ferramentas de metal duro que geram forças de corte maiores que as
ferramentas de cerâmicas que geram forças maiores que as ferramentas de CBN.
Figura 2.6 - Influência do material da ferramenta na força de corte (AMORIM, 2011).
2.5.6 - Fluido de corte
O uso de fluidos de corte (lubrificantes ou refrigerantes) pode reduzir as forças de corte
quando comparado com a usinagem a seco. Conforme ilustrado na Figura 2.9 o corte a seco
tende a forças de corte maiores para uma dada velocidade de corte. O uso de fluídos
refrigerantes contribui para diminuir as forças de corte.
Figura 2.7 - Influência do fluido de corte na força de corte (AMORIM, 2011).
2.6 - Força específica de corte ou pressão específica de corte - (ks)
A força específica de corte ks é um fator matemático e é expressa pela equação 3. A
Figura 2.10 ilustra a área da seção de corte ampliada.
Fc = Ks . A (Equação 2.3)
ap – profundidade de corte
Χr – ângulo de posição
f – avanço
b – largura de corte
h – espessura de corte
A – área da seção de corte
Figura 2.8 - Área da seção transversal de corte (STOETERAU, 2004).
O Kc1.1, ilustrado no gráfico da Figura 2.11, representa o valor da força específica de
corte (Ks) para um cavaco com área (A) de 1mm² (b=1mm, h=1mm). Para cada grupo de
materiais existe um valor da força específica de corte. O valor da força específica de corte está
relacionado com coeficiente angular (m) que é tangente do ângulo de inclinação (ζ), que
dependem do material e são determinados por meio de ensaios experimentais para cada grupo
de materiais.
Forç
a es
pc. d
e co
rte (N
/mm
2 )
Forç
a es
pc. d
e co
rte (N
/mm
2 )
Espessura de corte h (mm) Espessura de corte h (mm) Figura 2.9 - Determinação da força específica de corte (AMORIM, 2011).
Nos catálogos dos fabricantes de ferramentas de corte encontra-se disponível o valor de
ks calculado e em tabelas. A Figura 2.12 ilustra parte de uma tabela com Ks tabelado (para
consulta) em função do material a ser usinado.
Figura 2.10 - Força específica de corte (SOUZA, 2011).
2.7 - Geometria da ferramenta de corte
A geometria de corte das ferramentas utilizadas em usinagem tem influência decisiva no
desempenho e na vida das ferramentas. Tratando-se das ferramentas de corte Rodrigues
(2005) cita que pequenas alterações dimensionais e angulares das mesmas causam respostas
distintas quanto ao comportamento do material da peça sobre a aresta cortante. Ângulos de
saída mais positivos ou geometrias de quebra-cavaco mais suaves favorecem o processo de
remoção de cavaco, dependendo do material usinado.
Em todos os processos de usinagem, as características do processo, como formação e
saída de cavaco, força de corte, desgaste e acabamento da peça, são influenciadas
consideravelmente pela geometria da ferramenta (WEINGAERTNER, 1991). A parte da
ferramenta na qual o cavaco se origina denomina-se cunha cortante, caracterizada através do
movimento relativo entre ferramenta e peça. A Figura 2.13 ilustra uma ferramenta de
monocortante e suas superfícies, chanfros e quinas.
Figura 2.11 – Arestas e superfícies que formam a cunha cortante de uma ferramenta de barra para torneamento (SANTOS e SALES, 2007).
A cunha de corte é formada pela interseção das superfícies de saída e de folga na
ferramenta de corte. A aresta principal de corte (S), da cunha de corte, é formada pela
interseção da superfície de saída e de folga principal. A aresta secundária de corte, da cunha
de corte, é formada pela interseção da superfície de saída e de folga secundária (DINIZ,
MARCONDES e COPPINI, 2008).
O fenômeno do corte é realizado pelo ataque da cunha de corte da ferramenta sobre a
peça. Os ângulos da ferramenta servem para determinar a posição e a forma da cunha de
corte. Os ângulos da ferramenta são classificados de acordo com a NBR 6163/90 e são:
ângulo de posição da aresta principal de corte (χr), cunha (β), folga (α), saída (γ), ângulo de
ponta (ε), inclinação (λ) e posição secundário da aresta principal de corte (χr1). A Figura 2.14
ilustra os ângulos dispostos conforme os traços dos planos de corte, referência e medida.
Figura 2.12 - Ângulos medidos na cunha de corte e no plano de referência (SOUZA, 2011).
2.7.1- Ângulo de posição da aresta principal de corte - (χr)
O ângulo de posição da aresta principal de corte χr, 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. Tal fenômeno pode ser
explicado da seguinte maneira: quando χr diminui, a largura do cavaco aumenta
proporcionalmente, porque a parte ativa do corte é aumentada, favorecendo a retirada de calor
da ferramenta pelo cavaco e contribuindo com o aumento da vida da ferramenta (SOUZA,
2011). A Figura 2.15 exemplifica a região de corte e as cotas encontradas na seção de cavaco.
Figura 2.13 - Variação da espessura do cavaco em função do ângulo de posição e da área da
seção de corte (MITSUBSHI, 2011).
Exerce influência sobre a vida da ferramenta de corte distribuindo de forma favorável as
tensões no iníco e no fim do corte. Tem influência direta no ângulo de ponta (εr), agindo sob a
resistência e a capacidade de dissipação de calor da ferramenta. Tem efeito na direção de
saída do cavaco e responsável pela componente passiva da força de usinagem que contribui
para a redução das vibrações (FERRARESI, 1977); (MACHADO e SILVA, 2004); (SANTOS
e SALES, 2007); (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2008).
Segundo Espanhol (2008) os efeitos causados pelo χr são pequenos, mas uma pequena
redução diminui as marcas do avanço e melhora o escoamento do cavaco e como
consequência melhora o acabamento. Valores baixos de χr podem causar vibrações e
prejudicar o acamento superficial.
2.7.2 - Ângulo de cunha - (β)
Formado pelas superfícies de folga e saída é medido no plano ortogonal da cunha da
ferramenta. Sua função principal é aumentar a resistência mecânica da mesma, visto que na
usinagem dos materiais é exercida maior pressão próxima à aresta de corte e por isso exige
uma cunha menos aguda. Tem-se, ainda, maior aquecimento na região próxima a aresta e,
portanto, quanto maior for β, maior a área de dissipação do calor e maior a resistência da
ferramenta de corte (SOUZA, 2011).
2.7.3 - Ângulo de saída - (γ)
O ângulo de saída é formado pela superfície de saída da ferramenta e pelo plano de
referência, medido no plano ortogonal. Segundo Souza (2011) é determinado em função do
material, uma vez que influencia na formação do cavaco, na potência necessária ao corte, no
acabamento da superfície usinada, e no calor gerado.
Astakhov (2006) cita que o ângulo de saída pode ser classificado como: positivo, zero
(neutro) e negativo. De maneira geral o aumento no ângulo de saída reduz o consumo da
potência por unidade de volume de cavaco removido sendo, 1% por grau a partir de γ = -20º.
Como resultado, a força de corte e a temperatura da ferramenta variam aproximadamente da
mesma maneira.
Ao cortar com um ângulo de saída positivo, a face inclinada da ferramenta, em contato
com o cavaco, sofre a ação da distribuição das tensões normais e tangencial sobre o
comprimento de corte (lc). Estas distribuições podem ser representadas em função da
resultante normal (N) e a força (F) tangencial que atuam sobre a cunha de corte
(ASTAKHOV, 2006).
A ação destas forças pode causar quebras e ou avarias na cunha de corte. Além disso, a
área de contato ferramenta-cavaco reduz com o ângulo de saída, de modo que o ponto de
aplicação da força normal se desloca para próximo da aresta de corte.
Mas, quando o corte é realizado com uma ferramenta de tenha ângulo de saída negativo
conforme ilustrado pela Figura 2.16(b), a força normal (N) que atuam sobre a face inclinada
da ferramenta tem direção para o centro da cunha da ferramenta preservando-a de possíveis
avarias. (ASTAKHOV, 2006).
Outra desvantagem é que a região de máxima temperatura de contato na interface
ferramenta-cavaco, desloca-se em direção à aresta de corte quando o ângulo de saída é maior,
reduzindo a vida da ferramenta (ASTAKHOV, 2006).
Figura 2.14 - Forças atuantes na ponta da ferramenta de corte (ASTAKHOV, 2006).
2.7.4 - Ângulo de folga - (α)
Formado entre a superfície de folga e o plano de corte ferramenta. Influencia na
diminuição do atrito entre a peça e a superfície principal de folga. Se o ângulo de folga α = 0º,
a superfície de contato da ferramenta de corte com a peça se dá de forma integral (SOUZA,
2011).
Como tal, a força de atrito geralmente conduz à quebra da ferramenta. Quando a
espessura a ser cortada é pequena (menos de 0,02 mm), este ângulo deve estar no intervalo
entre 30º e 35º, para alcançar maior vida da ferramenta. Quando ângulo folga aumenta o
ângulo da cunha corte diminui conforme mostrado na Figura 2.17. Como tal, a força na
região adjacente à aresta de corte diminui isto cobtribui para dissipar calor através da
ferramenta (ASTAKHOV, 2006).
Vid
a da f
erra
men
ta
Ângulo de flanco
Figura 2.15 - Influência do ângulo de folga na vida da ferramenta (ASTAKHOV, 2006).
Segundo Stemmer (1995) a grandeza α depende principalmente da resistência do
material da ferramenta de corte e da resistência e dureza do material da peça a ser usinada. Na
usinagem de aços inoxidáveis com ferramenta de metal duro, recomenda-se α = 7,5º ± 2,5º.
2.7.5 - Ângulo de ponta - (εr)
Formado pela projeção das arestas secundária e principal de corte sobre o plano de
referência e 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 ãngulo de ponta menos agudo.
Alguns materiais provocam maior aquecimento na região proxíma a ponta da
ferramenta e quanto maior for εr maior será a área para dissipar esse calor, consequentemente
menor comprometimento da ferramenta de corte (SOUZA, 2011).
2.7.6 - Ângulo de inclinação - λs
O ângulo de inclinação λs é medido no plano de corte da ferramenta, conforme ilustrado
pela Figura 2.18, que é perpendicular aos planos de referência e ortogonal e passa em um
ponto da aresta de corte da ferramenta. Os números 1 e 2 indicam as extremidades da aresta
de corte.
Figura 2.16 - Sentido inclinação do ângulo visto no plano H (ASTAKHOV, 2006).
Como tal, se a ponta da ferramenta 1 está localizado abaixo do ponto 2, o ângulo de
inclinação λs é negativo, se os pontos 1 e 2 estão no mesmo nível, λs = 0, e, quando a ponta
da ferramenta 1 está localizado acima do ponto de 2, então λs o ângulo de inclinação é
positivo. O sinal do ângulo de inclinação define o sentido de fluxo do cavaco, como ilustrado
na figura 2.19.
Quando λs é positivo, o cavaco flui para a direita e quando λs é negativo, o cavaco flui
para a esquerda. A direcção do fluxo do cavaco, no entanto, é definido não só por λs, mas
também pelo ângulo de posição da aresta principal de corte(χr) (ASTAKHOV, 2006).
Figura 2.17 - Influência do sinal do ângulo de inclinação no sentido do fluxo do cavaco
(ASTAKHOV, 2006).
2.8 - Materiais das ferramentas de corte
O conhecimento sobre os diversos tipos de ferramentas de corte, suas características e a
correta seleção, é portanto, um fator de grande importância e que deve ser considerado ao se
planejar uma operação de usinagem. A Figura 2.20 ilustra os diversos tipos de pastilhas bem
como a variedade de geometrias.
Tais considerações implicam diretamente no sucesso e desempenho das ferramentas
nestas operações (SANDVIK, 2011). Os materiais das ferramentas de corte possuem
diferentes combinações de dureza, tenacidade e resistência ao desgaste que se dividem em
várias classes com propriedades específicas e devem ser duros, para resistir ao desgaste de
flanco e a deformação, tenazes para resistir a quebras, não reativo com material da peça,
quimicamente estáveis para resistir a oxidação e a difusão e resistentes a alterações térmicas
repentinas.
São vários os tipos de materiais para ferramentas de corte, tais como: aço rápido, metal
duro, cerâmica, cermet, nitreto cúbico de boro (CBN) e diamante policristalino (PCD) cada
um com suas características e particularidades quanto a aplicação, mas, apenas alguns destes
se destacam e são sugeridos para corte de aços inoxidáveis. Destaca-se neste trabalho a
aplicação do metal duro e suas características.
Figura 2.18 - Tipos e variedade geométrica das pastilhas (SANDVIK, 2011).
2.8.1- Metal duro definição e propriedades
Metal duro é um material da metalurgia do pó que é um composto de partículas de
carboneto de tungstênio (WC) e um ligante rico em cobalto metálico (Co). Carbonitretos
cúbicos são outros elementos adicionais. O metal duro em geral pode ser encontrado com ou
sem revestimento, sendo que: o metal duro revestido representa cerca de 80% a 90% de todas
as ferramentas utilizadas para o corte de metais (SANDVIK, 2010).
2.8.2 - Tipos de cobertura aplicados ao metal duro
Os metais duros revestidos combinam metal duro com uma cobertura e se dividem em
duas classes de acordo com o processo de fabricação, e 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. Possuem alta resistência ao desgaste e excelente adesão ao metal duro.
A Deposição física em fase de vapor (PVD) é formada em temperaturas baixas entre 400ºc
e 600ºc, conferindo ao metal duro resistência ao desgaste devido à sua dureza, tenacidade a
aresta e resitência contra trinca térmicas. A Figura 2.21(a) ilustra uma cobertura muti-
camadas composto por carbonitreto de titânio, oxído de alumínio e nitreto de titânio inseridas
na ferrameta pelo processo CVD e Figura 2.21(b) ilustra uma cobertura de nitreto dura na
superfície da ferramenta decorte.
Revestimento de TiN
Revestimento de Carbonitreto
de Titâneo
Revestimento de Al2O3
CarbonetosTic, Tac e Nbc
Carbonetos de Tungstênio
Cobertura deNitreto
2.21(a) 2.21(b) Figura 2.19- Coberturas muti-camadas (SANDVIK, 2011).
2.8.3 - Coberturas aplicadas ao metal duro pelo processo CVD As diversas coberturas obtidas através do processo CVD introduzem no metal duro
propriedades e características melhoradas e são conhecidas como:
Coberturas de carbonitreto de titânio MT-Ti(C,N) - Sua dureza oferece resistência ao
desgaste por abrasão, resultando na redução do desgaste de flanco.
Cobertura de óxido de alumínio CVD-Al2O3 - Quimicamente inerte com baixa
condutividade térmica, tornando o resistente a caracterizações. Atua também como uma
barreira térmica para melhorar a resistência a deformação plástica.
Cobertura de nitreto de titânio CVD-TiN - Melhora a resistência ao desgaste e é usada
para detecção de desgaste.
2.8.4 - Aplicações do metal duro com cobertura CVD
A Classe com cobertura CVD tem uma ampla variedade de aplicações onde é
importante a resistência ao desgaste. Tais aplicações são encontradas em torneamento geral de
aços inoxidáveis.
2.8.5 - Coberturas aplicadas ao metal duro pelo processo PVD
Dentre as diversas cobertura obtidas através do processo PVD, destacam-se:
PVD-TiN - nitreto de titânio. Ele possui propriedades de uso geral e uma cor dourada.
PVD-Ti(C,N) - Carbonitreto de titânio é mais duro do que TiN e agrega resistência ao
desgaste de flanco.
PVD-Ti(C,N) - Nitreto de titânio-alumínio possui maior dureza em combinação com
resistência a oxidação, melhorando a resistência geral ao desgaste.
Óxido PVD - Usado por sua inerência química e resistência aprimorada a
caracterizações.
2.8.6 - Aplicações do metal duro com cobertura PVD
As classes com cobertura PVD são recomendadas para arestas de corte tenazes e
afiadas, bem como para materiais com tendência a abrasão. Há muitas aplicações assim e elas
incluem todas as fresas e brocas inteiriças e a maioria das classes para canais, roscamento e
fresamento. Classes com cobertura PVD também são amplamente usadas para aplicações de
acabamento e como a classe de pastilha central na furação.
2.9 - Desgastes e avarias nas ferramentas de corte
Por maior que seja a dureza e a resistência ao desgaste das ferrametas de corte, e por
menor que seja a resistência mecânica da peça em trabalho, a ferramenta de corte sofrerá um
processo de desgaste ou avaria que mais cedo ou mais tarde exigirá a sua substituição
(MACHADO e SILVA, 2004).
Estudar e entender como ocorre os processos de destruição das ferramentas de corte é
muito importante, uma vez que, permite tomar ações que minimizem a taxa de desgaste e ou
avaria, preservando a vida da aresta de corte e evitando danos a integridade superficial da
peça trabalhada (MACHADO e SILVA ,2004).
Diversos são os tipos de desgastes e avarias que acontecem em uma ferramenta de corte,
sendo que: desgaste é a perda contínua e microscópica de partículas da ferramenta devido a
ação de corte. Já as outras formas de ocorrência são denominadas avarias (DINIZ,
MARCONDES e COPPINI, 2008).
A norma ISO 3685 (1977) define o desgaste em ferramentas de corte como sendo:
“mudança de sua forma original durante o corte, resultante da perda gradual de material”. A
avaria é um processo de destruição da ferramenta que ocorre de maneira repentina e
inesperada, motivado pela quebra, lasca ou trinca da ferramenta de corte (MACHADO e
SILVA ,2004).
Pode-se distinguir pelo menos três formas de desgaste que ocorrem nas ferramentas de
corte, que são: desgaste de flanco, desgaste de cratera e desgaste de entalhe. As outras formas
abordadas são tratadas como avarias. A Figura 2.22 ilustra as principais áreas de desgaste de
uma ferramenta de corte.
Figura 2.20 - Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte (DEARNLEY e
TRENT, 1982).
2.9.1 - Desgaste de flanco – (VB)
É o tipo mais comum de desgaste e o menos danoso, pois, oferece uma vida útil da
ferramenta previsível e estável. O desgaste de flanco ocorre devido à abrasão, causada por
constituintes duros no material da peça (SANDVIK, 2010).
A redução do ângulo de folga da ferramenta acarreta um aumento da área de contato entre
a superfície de folga e o material da peça, tornando maior o atrito nesta região. Este tipo de
desgaste é motivado pelo aumento da velocidade de corte (SANTOS e SALES, 2007). A
Figura 2.23 ilustra este tipo de desgaste.
Figura 2.21 - Desgaste de Flanco (SANDVIK, 2011).
2.9.2 - Desgaste de cratera – (KT)
A craterização (desgaste de cratera) ocorre na saída da pastilha. Ela ocorre devido à
reação química entre o material da peça e a ferramenta de corte e é aumentada pela velocidade
de corte. A caracterização excessiva enfraquece a aresta de corte e pode levar a quebra
(SANDVIK, 2010).
O desgaste de cratera pode não ocorrer em alguns processos de usinagem quando se
utiliza ferramentas de metal duro recobertas com óxido de alumínio (DINIZ, MARCONDES
e COPPINI, 2008). A Figura 2.24 ilustra este tipo de desgaste.
Figura 2.22 - Desgaste de cratera (SANDVIK, 2011).
2.9.3 - Desgaste por aderência e arrastamento (Attrition)
Este tipo de desgaste é causado por solda por pressão do cavaco na pastilha. É mais
comum na usinagem de materiais pastosos, como aços com baixo teor de carbono, aços
inoxidáveis e alumínio. Baixa velocidade de corte aumenta a formação de aresta postiça
(SANDVIK, 2010, SANTOS e SALES, 2007). A Figura 2.25 ilustra este tipo de desgaste.
Figura 23 - Desgaste por aderência (SANDVIK, 2011).
2.9.4 - Desgaste tipo entalhe
Caracterizado por dano excessivo localizado na face de saída e no flanco da pastilha na
linha da profundidade de corte. Causado pela adesão (solda por pressão de cavacos) e uma
deformação na superfície endurecida (SANDVIK, 2010). Ocorre, principalmente, na
usinagem de materiais resistentes a altas temperaturas e com elevado grau de encruamento,
tais como: ligas de níquel, titânio e aços inoxidáveis (SANTOS e SALES, 2007). A Figura
2.26 ilustra este tipo de desgaste.
Figura 2.24 - Desgaste de entalhe (SANDVIK, 2011).
2.9.5 - Avaria causada por deformação plástica
A deformação plástica não é propriamente um mecanismo de desgaste da ferramenta de
corte, mas sim um processo de destruição da ferramenta (TRENT e WRINGHT, 2000).
Ocorre quando o material da ferramenta é amolecido.
Muitas vezes a pressão aplicada na ponta da ferramenta somada, à alta temperatura, gera
deformação plástica da aresta de corte, que toma uma forma bem típica (DINIZ,
MARCONDES e COPPINI, 2008). A Figura 2.27 ilustra o este tipo de avaria.
Figura 2.25 - Avaria causada por deformação plástica (SANDVIK, 2011).
2.9.6 - Avaria causada por trincas térmicas
Quando a temperatura na aresta de corte muda rapidamente de quente para frio, várias
trincas podem surgir perpendiculares à aresta de corte e quando estas são paralelas têm
origem nos esforços mecânicos (SANDVIK, 2010).
As trincas térmicas são relativas a cortes interrompidos, comuns em operações de
fresamento e agravadas pelo uso de refrigerante (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2008).
A Figura 2.28 ilustra este tipo de desgaste.
Figura 2.26 - Avaria causada por trincas térmicas (SANDVIK, 2011).
2.9.7 - Avaria causada por lascamento, quebra ou martelamento
Contrário ao desgaste frontal e de cratera que retiram pequenas partículas da ferramenta.
O lascamento retira partículas maiores de uma só vez. É prejudicial ao acabamento da
superfície usinada e pode causar a quebra da ferramenta (DINIZ, MARCONDES e COPPINI,
2008).
Ocorrem por vários motivos: como martelamento de cavacos, profundidades de corte
elevadas ou avanço alto, inclusão de areia no material da peça, aresta postiça, vibrações da
peça ou do sistema máquina ferramenta ou desgaste excessivo na pastilha (SANDVIK, 2010).
A Figura 2.29 ilustra este tipo de desgaste.
Figura 2.27 - Avaria causada por lascamento e ou martelamento de cavacos (SANDVIK,
2011).
2.9.8 - Parâmetros para medição de desgaste em uma ferramenta de corte
Os parâmetros para quantificar o desgaste nas ferramentas de corte são sugeridos pela
norma ISO 3685, (1993) e são medidos no plano ortogonal da ferramenta nas superfícies de
saída e de folga. Os critérios de fim de vida recomendados para avaliar o desgaste das
ferramentas de aço-rápido, metal duro e cerâmica, em operações de desbaste são:
Desgaste de flanco médio, VB = 0,3mm;
Desgaste de flanco máximo, VBmáx = 0,6mm;
Profundidade de cratera, KT = 0,06 + 0,3f, onde f é o avanço em mm / rev;
Desgaste de entalhe, VBN e VCN = 1,0mm;
Falha catastrófica da ferramenta.
São medidos, ainda, os valores de desgaste gerados na superfície de folga pelos entalhes
(VBN e VBC). Na superfície de saída são medidas a profundidade de cratera (KT), largura (KB)
e distância do centro á aresta de corte (KM). A Figura 2.30 ilustra as cotas medidas na
ferramenta de corte.
Figura 2.28 - Parâmetros utilizados para medir os desgastes nas ferramentas de corte (ISO
3685, 1977).
2.10 - Vida da Ferramenta de corte
A vida da ferramenta é definida como sendo o tempo em que a ferramenta de corte trabalha
efetivamente, sem perder o corte ou até que se atinja um critério de vida previamente
definido. Machado e Silva (2004) citam que o fim de vida da ferramenta de corte deverá ser
definido pelo grau de desgaste estabelecido. Este desgaste ou nível de desgaste previamente
definido irá depender de inúmeros fatores, tais como:
Receio de quebra da aresta de corte devido ao desgaste;
Temperaturas excessivas na aresta de corte da ferramenta;
Dificuldades em controlar tolerâncias dimensionais;
Baixa qualidade superficial;
Aumento das forças de usinagem.
Como citado anteriormente, verificou-se que para ensaios de fim de vida, a norma ISO
3685, (1993) sugere diversos parâmetros de desgaste a fim de que possam ser usados como
critério.
Então, o fim de vida da ferramenta pode ser expresso de várias maneiras: através do
tempo total de trabalho, pelo volume de material removido, número de peças produzidas, pela
velocidade de corte para um determinado tempo de vida, pelo percurso de corte (Lc) e ou pelo
percuso de avanço (Lf). O percurso de corte e o percurso de avanço para uma vida de T em
minutos, são dados pelas equações 2.4 e 2.5.
Lc = vc.T / 1000 (Km) (Equação 2.4)
Lf = f.n.T (mm) (Equação 2.5)
2.10.1 - Curva de Vida da Ferramenta de corte
A curva de vida da ferramenta de corte é um abaco que expressa a vida da ferramenta em
função da velocidade de corte (DINIZ, MARCONDES e COPPINI, 2008). A curva de vida
fornecerá o tempo em que a ferramenta poderá trabalhar até que se atinja o nível de desgaste
pré-estabelecido.
Para obter a curva de vida T x Vc de uma ferramenta de corte é necessário a construção
de gráficos auxiliares que forneçam o desgaste da ferramenta em função do tempo, para várias
velocidades (MACHADO e SILVA, 2004).
A metodologia para expressar a vida da ferramenta T em função da velocidade de corte
Vc consiste em manter constante os demais parâmetros, tais como: avanço, profundidade de
corte, geometria da ferramenta, material da peça, processo, máquina e fuído.
É necessário levantar pelo menos três curvas de desgaste, para três distintas velocidades
de corte (SANTOS e SALES, 2007). A Figura 2.31 ilustra a obtenção da curva de vida da
ferramenta T x Vc, após, obtidas as curvas de desgaste em função do tempo para várias
velocidades de corte.
Figura 2.29 - Gráficos utilizados para expressar a vida da ferramenta em função de Vc
(FERRARESI, 1997).
Conforme ilustrado observa-se a variação do desgaste VB em função do tempo de
usinagem para diferentes velocidades de corte. De posse dessas curvas e fixado um desgaste
de flanco máximo, VB = 0,8mm, é definido, então, a vida da ferramanta nas condições
desejadas.
Os pontos m, n e o, observados nas curvas para as diferentes velocidades de corte,
fornecem os tempos efetivos de corte, ou seja, a vida da ferramenta para as velocidades de
180, 144 e 128m/mim. Desta maneira constrói-se a curva T x Vc, tendo como critério de fim
de vida da ferramenta, VB = 0,8mm, para as condições pré-fixadas.
2.11 - Acabamento e integridade superficial
O acabamento é um termo coloquial normalmente utilizado para descrever a qualidade
geral de uma superfície usinada. Não está especificamente ligado a textura ou padrão
característico da superfície técnica e nem a valores de rugosidade.
Contudo um bom acabamento implica em baixos valores de rugosidade. Assim, a aptidão
de um processo de usinagem em produzir um acabamento específico depende das
características da ferramenta, material da peça, máquina e da operação.
Segundo Shaw (2005), a integridade de uma superfície usinada é um dos mais
importantes pontos a ser considerado durante uma usinagem. Integridade superficial é o termo
que envolve varias considerações: acabamento superficial e ausência de trincas, alteração
química, danos térmicos e tensão residual.
O acabamento superficial é sem dúvida o mais importante para operações de
acabamento. Os demais são, no entanto, uma preocupação com relação às superfícies lisas.
Onde a rugosidade das superfícies é relativamente importante, uma operação de acabamento
é, frequentemente, requerida.
A textura está relacionada com as irregularidades presentes na superfície de materiais
sólidos e com a característica dos instrumentos de medição. É definida em função da
rugosidade, ondulação, marcas e falhas.
Já a integridade superficial é a característica através da qual podem ser relacionadas ou
identificadas as diversas exigências ou alterações metalúrgicas que se desenvolveram devido a
usinagem como: tranformação de fase, encruamento, tamanho de grão, recristalização,
inclusões no material entre outros. A Figura 2.32 apresenta a classificação de acabamento.
Figura 2.30 - Classificação de acabamento (MACHADO e SILVA, 2004).
O objetivo da usinagem é obter uma superfície técnica que apresente fatores superficiais e
subsuperficiais apropriados, a fim de garantir segurança, confiabilidade e longa vida ao
componente fabricado principalmente quando vidas humanas estão em jogo. Por esse motivo
a importância do estudo do acabamento aumenta a medida que crescem as exigências de
projeto.
As superfícies usinadas são bem mais complexas do que parecem ser, já seu desempenho
pode ser influenciado por uma camada externa (transformação química e deformações
plásticas) e por camadas internas (transformações metalúrgicas e tensões residuais).
Como durante o processo de usinagem as energias do processo misturam-se com as
propriedades do material da peça, podem consequentemente surgir efeitos superficiais tais
como: rugosidade, trincas e tensões residuais. A combinação destes fatores pode gerar
desgaste ou fadiga na peça. Por isto é necessário selecionar apropriadamente os níveis das
variáveis de entrada para se obter um melhor acabamento e consequentemente melhor
integridade superficial.
A Fiugra 2.33 ilustra um desenho esquemático das camadas internas abaixo da
superfície. A camada interna (1 e 2) é considerada aquela onde ocorrem as reações químicas
na superfície usinada (adsorção, oxidação entre outras). Abaixo a camada limite interna (3 a
5), encontra-se uma camada que sofre transformações metalúrgicas e deformações plásticas
devida a ação de corte da ferramenta e da variação da temperatura durante a usinagem.
Figura 2.31 - Camadas superficiais dos corpos sólidos (SOUZA, 2011).
A instensidade das deformações plásticas e transformações metalúrgicas diminuem
consideravelmente à medida que se distancia da superfície usinada até que não seja mais
percebida. A fim de garantir um bom acabamento superficial o controle do estado
microestrutural é tão importante quanto o controle dos parâmetros de usinagem.
2.11.1 - Encruamento Superficial Santos (2006) define como encruamento superficial, o movimento das discordâncias e,
consequentemente, a deformação plástica que se inicia quando a tensão aplicada atinge o
limite de escoamento do material. Qualquer obstáculo ao movimento das discordâncias
dificulta a deformação plástica, aumentando a resistência mecânica do material e,
consequentemente, a elevação da dureza do material por deformação plástica.
O encruamento tem sido reconhecido como uma importante característica responsável
pela difícil usinabilidade do aço inoxidável austenítico. Poucos estudos têm contribuído para
entender o encruamento dos aços inoxidáveis austeníticos durante a usinagem. Em outras
situações, como deformação a frio, o mecanismo da metaestabilidade da austenita tem sido
investigado (MARCO e STOCKLER, 2013).
O endurecimento dos aços inoxidáveis austeníticos está associado com a formação de
martensita por tensão induzida. Acredita-se que o tamanho de grão da austenita tem uma forte
influência na formação de martensita por tensão induzida e no encruamento. Jiang (1977)
relata que a formação da martensita por tensão induzida é aumentada e o encruamento é
acentuado com o aumento do tamanho de grão, que resulta em degradação da usinabilidade do
aço inoxidável austenítico.
Saoubi (2004) realizou medições da microdureza nas camadas superficiais encruadas
após a usinagem dos aços inoxidáveis austeníticos e duplex e observou uma maior severidade
no encruamento superficial de um aço inoxidável austenítico (taxa de 0,8) quando comparado
com um aço inoxidável duplex (taxa de 0,6). A taxa de severidade foi calculada através da
equação 2.6, onde Hv á a dureza em Vickers:
ΔHvMáx. / HvMáx. = (HvMáx – HvMáx. Inicial) / HvMáx. (Equação 2.6)
2.11.2 - Rugosidade Superficial
A rugosidade de uma superfície é definida pelas finas irregularidades ou por erros micro-
geométricos da ação inerente do processo de corte, tais como: marcas de avanço, aresta
postiça de corte, desgaste da ferramenta e outros (ESPANHOL, 2008).
As superfícies, ainda que rigorosamente trabalhadas, apresentam, quando examinadas no
microscópio, descontinuidades, imperfeições geométricas, ondulações e asperezas. Estas são
denominadas de rugosidade superficial e é função do tipo de acabamento superficial
especificado, que por sua vez é função do processo de fabricação e máquina-operatriz
utilizada (MARCO e STOCKLER, 2013).
A qualidade do acabamento superficial das peças fabricadas é avaliada através da medida
de sua rugosidade superficial. Para sua aferição são utilizados equipamentos de medidas
específicos conhecidos como rugosímetros e os procedimentos são normalizados. Seus
valores são expressos em micrômetros [µm]. A Figura 2.34 ilustra um rugosímetro eletrônico.
Figura 2.32 - Rugosímetro Mitutoyo (www.ipe.cuhk.edu.hk).
2.11.3 - Rugosidade Média aritmética - Ra
A rugosidade média ou desvio médio aritmético (Ra, AA ou CLA) é a média aritmética
dos valores absolutos das ordenadas de afastamento (yi), em relação à linha média (Lm),
dentro do percurso de medição (cut-off). Este parâmetro é conhecido também como
CLA(Center Line Average) ou AA (Aritmetical Average).
O cálculo de Ra é baseado em algumas hipóteses: considera que a topografia da superfície
é regular e que a superfície tem um padrão repetitivo. Típico de superfícies metálicas obtidas
por processo de usinagem. A Figura 2.35 ilustra as cotas de medição da rugosidade média
para um determinado percurso de medição. A rugosidade média aritmética é calcula de acordo
com a equação 2.7.
Figura 2.33 - Rugosidade média aritmética – Ra (MARCO e STOCKLER, 2013).
Ra = (y1+y2+....yn) / n (Equação 2.7)
Existem outros parâmetros para avaliar a rugosidade superficial, entretanto, no presente
trabalho o parâmetro Ra será utilizado como referência para as medições.
Bordinassi (2006) estudou os principais efeitos da operação de torneamento para
integridade superficial do aço inoxidável superduplex ASTM A890 Gr 6A. O resultado da
análise da rugosidade mostrou que o avanço teve uma grande influência na rugosidade. Assim
como esperado, o perfil e a dimensão da rugosidade são dependentes deste parâmetro aplicado
durante a usinagem. A profundidade de corte praticamente não influencia na rugosidade
(DINIZ, 2005).
Não foi possível identificar uma correlação entre as respostas obtidas com os parâmetros
de cortes utilizados. Mas foi possível encontrar o melhor parâmetro de corte para obter a
integridade superficial recomendada, que significa a menor velocidade de corte de 110 m/min,
o menor avanço de 0,1mm/rev. e a maior profundidade de corte de 0,5 mm, utilizando o
inserto, GC 1025. Estes parâmetros de corte proporcionaram a menor rugosidade e a maior
microdureza.
2.12 - Temperatura na Região de Corte
Nas operações de usinagem, a retirada de material através da penetração da ferramenta de
corte na peça resulta em um grande consumo de energia. A maior parte desta energia é
transformada em calor devido a fatores como o atrito, a deformação plástica da peça usinada e
o cisalhamento ocorrido. Este calor, em alguns materiais e com determinados condições de
corte, pode ser tão alto a ponto de comprometer a resistência e, consequentemente, o
desempenho da ferramenta.
Além de acelerar os mecanismos de desgaste termicamente ativados, o aumento da
temperatura reduz o limite de escoamento das ferramentas, o que torna esta o fator
controlador da taxa de remoção, principalmente de materiais duros e de alto ponto de fusão,
como ferros fundidos, aços ligas, ligas de níquel e ligas de titânio.
A medida da temperatura durante o corte é importante na investigação do uso de
ferramentas, pois permite controlar os fatores que influenciam no seu uso, vida útil e desgaste
(Borelli et al., 2001). A temperatura também influencia no controle dimensional e no
acabamento superficial da peça (SUAREZ et al., 2008; SUAREZ at.al., 2009).
O aumento da temperatura também colabora para reduzir as forças e a potência de
usinagem. Em cada um dos processos de corte as temperaturas máximas situam-se em regiões
específicas, bem próximas à aresta de corte, onde as tensões atuantes (normais e cisalhantes)
são extremamente elevadas (TRENT e WRIGTH, 2000).
Durante o corte dos metais existem três regiões de geração de calor, definidas como zona
de cisalhamento primário, zona de cisalhamento secundário e zona de interface entre a peça e
a superfície de folga da ferramenta (MACHADO e SILVA, 2004). A Figura 2.36 mostra as
regiões de geração de calor durante a usinagem.
Zona (D) - Interface Peça Ferramenta
Zona (A) - CisalhamentoPrimário
Zona (B-C) - Cisalhamento Secundário
Figura 2.34 - Zona de geração de calor em usinagem, (Adaptado de MACHADO e SILVA, 2004).
Segundo Machado e Silva (2004), a zona de cisalhamento secundário é a principal fonte
de calor responsável pelas altas temperaturas da ferramenta de corte, principalmente quando
da usinagem de materiais duros e de alto ponto de fusão (aços, titânio, ligas de níquel, por
exemplo). A temperatura na zona de fluxo depende da quantidade de trabalho realizado para
cisalhar o material e da quantidade de material que passa pela mesma.
O calor gerado na zona de cisalhamento primário é, em sua maior parte, dissipado pelo
cavaco e uma pequena parte é transmitida por condução para a peça, parte esta que não deve
ser desprezada visto que pode causar erros de dimensionamento da peça. A zona de interface
entre a peça e a superfície de folga da ferramenta pode se tornar uma importante fonte de
calor para a ferramenta quando se usina com pequenos ângulos de folga ou com ferramentas
com desgastes consideráveis (TRENT, 1984).
A dificuldade de calcular a temperatura e o gradiente de temperatura na interface cavaco-
ferramenta, mesmo para condições de corte simples reforça a importância do
desenvolvimento de um método eficiente para a determinação desta temperatura, (TRENT,
2000).
Segundo Ferraresi (1997) são vários os métodos de medição da temperatura na região de
corte, entre eles:
Método do calorímetro de água;
Método da medição da temperatura do gume através de termo-pares fixados na ferramenta;
Método da medição da temperatura de corte pelo termopar peça-ferramenta;
Determinação da temperatura de corte através de vernizes térmicos;
Determinação da temperatura de corte através da irradiação térmica;
Neste sentido, vários métodos experimentais têm sido propostos para obtenção destas
temperaturas na região de corte. Nos trabalhos de Shaw (1958) e Stephenson (1991), a técnica
do efeito termopar ferramenta-peça é usada. Todavia nesta técnica somente valores médios
para temperatura são obtidos.
Tay (1993) e Eu-Gene (1995) usaram a técnica de inserção de termopares no interior da
ferramenta. No entanto, eles relataram a dificuldade de instalação dos termopares em função
das pequenas dimensões da ferramenta e a baixa qualidade dos resultados obtidos.
Jaspers et al (1998), Chu & Wallbank (1998), Borelli et al (2001) e Huda et al (2002)
utilizaram-se de termômetros infravermelho ou pirômetros óptico. Entretanto, a área de
contato entre a peça e a ferramenta é limitada e muito complexa para ser medida. Além do
mais para o uso destes sensores é necessário o conhecimento preciso da propriedade emissiva
dos materiais em estudo.
No presente trabalho foi aplicada a técnica de medição por termografia que consiste em
medir a temperatura através da emissividade do objeto e compará-la a emissividade de um
corpo negro. Uma câmera de infravermelhos mede e reproduz em imagens a radiação de
infravermelhos medidas pelos objetos. O fato da radiação resultar em temperatura permite que
a câmera calcule e mostre essa temperatura.
No entanto, a radiação medida pela câmera não depende apenas da temperatura do objeto,
mas varia também em função da emissividade. A radiação resulta também do meio exterior e
se reflete no objeto. A radiação do objeto e a radiação refletida serão também influenciadas
pelo efeito da absorção da atmosfera.
Neste capítulo foram abordados os principais tópicos de suporte teórico ao
desenvolvimento da pesquisa. No próximo capítulo será apresentada a metodologia
experimental bem como os equipamentos utilizados e os insumos necessários para a
realização do procedimento experimental.
CAPÍTULO 3
PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Os procedimentos experimentais foram realizados no Laboratório de Usinagem do
Departamento de Engenharia Mecânica (DEMEC) da UFSJ. Os experimentos foram
realizados em três etapas, sendo que:
Na primeira etapa foram executados experimentos de torneamento cilíndrico tangencial
externo (desbaste médio a seco), em corpos de prova de aço inoxidável superduplex UNS
S32760, em condições de corte oblíquo, para avaliar a influência do ângulo de posição da
aresta principal da ferramenta nas forças de usinagem, temperatura na região de corte e
rugosidade superficial.
Na segunda etapa e após análise dos resultados obtidos na primeira etapa foi avaliado o
encruamento da superfície usinada da peça, em função da variação da profundidade de corte.
Foram realizados experimentos de torneamento (desbaste a seco) na seguinte condição:
ângulo de posição (χr) = 95°, avanço (f) de 0,25mm/rot, velocidade de corte (vc) 150m/min,
profundidade de corte (ap) variável entre 1,5mm e 2,5mm.
Na terceira etapa foram realizados ensaios de torneamento (desbaste a seco) para
determinar a vida da ferramenta na seguinte condição: ângulo de posição (χr) = 95°,
profundidade de corte (ap) de 2,5mm, avanço (f) de 0,25mm/rot, velocidade de corte (vc)
variável entre 90, 120 e 150m/min.
3.1 - Equipamentos, materiais e métodos
3.1.1 - Equipamento utilizado para o torneamento
Para a execução dos experimentos de torneamento foi utilizado um centro de
torneamento de fabricação ROMI, modelo GL 240M, com velocidade de avanço rápido,
longitudinal e transversal, de 30 m/min, potência do motor principal 20cv, faixa de rotação de
6 a 6000 rpm e controlador CNC de fabricação Fanuc, modelo Oi-TD. A Figura 3.1 ilustra o
modelo do centro de torneamento utilizado.
Figura 3.1 - Centro de torneamento Romi GL 240M.
3.1.2 - Sistema de Monitoramento dos esforços de corte
Para obter as forças envolvidas na usinagem foi utilizado um dinamômetro
piezoelétrico, estacionário de quatro canais. A Figura 3.2 mostra o conjunto montado no
magazine de ferramentas do centro de torneamento.
Figura 3.2 – Montagem do conjunto.
Este dinamômetro é de fabricação kistler, modelo 9272. O princípio de funcionamento
do dinamômetro é pela vibração dos cristais da plataforma piezoelétrica. O dinamômetro esta
interligado a um amplificador de sinais, modelo kistler 5070 A, o qual se comunica com uma
placa instalada em microcomputador Intel Pentium Dual Core de 2.2GHz e 2 GB de memória
RAM. A Figura 3.3 ilustra o arranjo do sistema de aquisição de forças.
Figura 3.3 - Arranjo do sistema de aquisição de forças (SOUZA, 2011).
No computador está instalado um software (Dynoware), fabricação Kistler, o qual
permite trabalhar os dados capturados pelo sistema de aquisição de forças. Na Figura 3.4 (a),
(b) e (c) é possível observar os componentes do sistema de aquisição Kistler, citados.
Figura 3.4 - (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A; (c)
software kistler DynoWare.
3.1.3 Ferramental utilizado na usinagem do material
Os suportes utilizados para fixar as a pastilhas metálicas são: suporte PSSN/L com
ângulo de posição (χr = 45º), ângulo de saída (γ = 0º) e ângulo de inclinação (λs = -6º);
suporte PCBN/L com ângulo de posição (χr = 75º), ângulo de saída (γ = 0º) e ângulo de
inclinação (λs = -6º) e suporte PCLN/L com ângulo de posição (χr = 95º), ângulo de saída (γ =
0º) e ângulo de inclinação (λs = -6º). A Figura 3.5 ilustra da esquerda para direita os suportes
de 45º, 75º e 95º e os incertos metálicos CNMG e SNMG.
Figura 3.5 - Pastilhas e suportes utilizados.
A ordem de fixação das ferramentas no dinamômetro foi aleatorizada para execução dos
ensaios. A Tabela 3.1 traz informações referentes aos dados das ferramentas que foram
utilizados para realização dos ensaios. As pastilhas que foram utilizadas para o corte do
material bem como os suportes, ambos, são de fabricação SANDVIK COROMANT.
Tabela 3.1 - Ferramental utilizado nos experimentos χr Classe ISSO Proced/Comp.Quím da Cobertura
χr 45° GC2025 SNMG120408MR CVD / MT Ti(C,N)+Al2O3+TiN χr 75° GC2025 CNMG120408MR CVD / MT-Ti(C,N)+Al2O3+TiN χr 95° GC2025 CNMG120408MR CVD / MT-Ti(C,N)+Al2O3+TiN
3.1.4 Corpos de Prova
Para a realização dos experimentos foram necessários 20 corpos de prova do aço
inoxidável superduplex ASTM A182 UNS S32760, com as seguintes dimensões: ø76mm x
50mm de comprimento. Os corpos de prova foram preparados antes para serem fixados na
placa do centro de torneamento. A Figura 3.6 ilustra a disposição do corpo de prova fixado na
placa do mesmo.
Figura 3.6 - Corpo de prova fixado a placa do centro de torneamento
3.1.5 Equipamento utilizado para aquisição da temperatura na região de corte
Para o monitoramento da temperatura gerada na região de corte do material foi utilizado
um termovisor, fabricação FLIR, modelo T640, resolução de imagem 640 x 480, sensibilidade
térmica menor que 0,04°C, faixa de temperatura de -20°C a 2000°C, precisão +/- 2%, tela
touchscreen de 4.3” e zoom de 8x.
Para captura dos dados, pelo termovisor, o mesmo foi fixado em um tripé a uma
distância de 1,4m e a emissividade (ε) foi ajustada em 0,16 de acordo com a recomendação do
fabricante do equipamento, para trabalhos com aços inoxidáveis polidos. A Figura 3.7 ilustra
o termovisor que foi utilizado para capturar a temperatura gerada na região de corte. Para
análise e tratamento das imagens térmicas capturadas pelo termovisor será utilizado o
Software Flir Quick Report.
Figura 3.7 - Termovisor Flir T640
3.1.6 Equipamento utilizado para medição da rugosidade superficial
Para medição da rugosidade superficial nos corpos de prova usinados, na primeira etapa
dos experimentos, foi utilizado um rugosímetro, de fabricação Mitutoyo, modelo Surftest SJ-
400. O rugosímetro foi calibrado para um Cut-off de 0,8mm e percurso de medição de 5mm.
Foram realizadas três medições axiais, a cada 120º nos corpos de prova usinados. Na Figura
3.8 observa-se o rugosímetro em medição.
Figura 3.8 - Medição de rugosidade.
As medições de dureza pós-usinagem para verificação do encruamento da superfície da
peça foram realizadas por um durômetro semi-automático como ilustrado pela Figura 3.9.
Figura 3.9 – Durômetro semi-automático WPM
3.1.7 Equipamentos utilizado para medição do desgaste de corte
Para acompanhar o desgaste e monitorar a vida da ferramenta foi utilizado um
microscópio óptico, fabricante Mitutoyo, modelo TM-500, com câmera Moticam 2300, 3.0
MPixel, interligado a um microcomputador com processador Intel Pentium Intel Dual Core
2.2 GHz, com 2 GB de memória RAM. No mesmo está instalado o software de
processamento de imagens Motic Images Plus 2.0, que permite editar a imagem captada,
Figura 3.10.
Para melhor visualização e associação com o mecanismo de desgaste e ou avaria nas
arestas de corte das ferramentas, utilizou-se um microscópio eletrônico de varredura (MEV),
modelo TM 3000 Hitachi, conforme mostrado na Figura 3.10(b). Para quantificar os possíveis
elementos químicos aderidos na aresta cortante ou avaliar desgaste de cobertura das
ferramentas, utilizou-se a técnica de espectrometria de energia dispersiva de RAIOS-X (EDS)
e o software Quantax 70.
3.2 - Planejamento Experimental
Os ensaios foram realizados de acordo com um planejamento experimental previamente
determinado como já mencionado anteriormente. As variáveis de influências (Fatores) foram:
a velocidade de corte (vc) em dois níveis, o avanço (f), e a profundidade de corte (ap) em dois
níveis, e o ângulo de posição da ferramenta (χr) com três níveis, conforme mostrados na
Tabela 3.2. Os parâmetros escolhidos estão dentro da faixa recomenda pelo fabricante das
pastilhas selecionadas
Tabela 3.2 - Variáveis de influência e níveis
Variáveis de influência Unidade Níveis Especificações
Ângulo de posição da ferramenta (χr) Grau 3 45º 75º 95º Avanço (f) mm/rot 2 0,15 0,25
Profundidade de corte (ap) Mm 2 1,5 2,5 Velocidade de corte (vc) m/min 2 120 150
Como variáveis de resposta foram avaliadas a força de corte Fc (N), a força passiva Fp
(N), a forças de avanço Ff (N), a rugosidade média Ra (µm) e máxima Ry (µm) e, também, a
temperatura T (ºC). Os experimentos foram aleatorizados por níveis em um planejamento
fatorial estatístico com 95% de confiança e com três réplicas, totalizando 72 experimentos.
3.10(b)(a)
3.10(a)
Figura 3.10 - Microscópios utilizados.
Para a análise dos resultados foram utilizados os Softwares Microsoft Office Excel 2007 e
Minitab 15.
CAPÍTULO 4
RESULTADOS E DISCUSSÕES
Neste capítulo serão apresentados e discutidos a caracterização do material, os resultados
experimentais obtidos do torneamento externo do aço inoxidável Super Duplex tipo UNS
S32760.
4.1. Caracterização do aço como recebido
4.1.1. Análise química do aço como recebido
Verificou-se, através da análise química por espectrometria ótica, que a composição
química do aço está em conformidade com a normatização sugerida pela NORSOK M630
MDS D57 (BARRA), ASTM A182 F55 e UNS S32760. Ver tabela 4.1. O relatório do ensaio
consta no ANEXO A.
O conhecimento da composição química do aço é muito importante, uma vez que, os
elementos de liga tem grande influência nas forças de usinagem dos aços inoxidáveis e
principalmente sobre os superduplex, estando sua usinabilidade diretamente relacionada ao
PREN (PARO; HÄNNINEN; KAUPPINEN, 2001).
Devido a grande quantidade de austenita, nitrogênio e elementos ligantes a usinabilidade
deste tipo de material tende a diminuir rapidamente e varia consideravelmente de acordo com
a família de ligantes. (ASM, 1990; BORDINASSI, 2006 e SANDVIK COROMANT, 2009).
Tabela 4.1 - Composição química do aço inoxidável Superduplex UNS S32760 (% massa). Aço Qtd. C Si Mn Cr Ni Mo W Cu N PREN UNS
S32760 Amostra
Min. 0.00 0.00 0.00 24.00 6.00 3.0 0.50 0.50 0.20 ≥ 40 Máx. 0.03 1.00 1.00 26.0 8.0 4.0 1.00 1.00 0.30
- 0.011 0.40 0.60 25.42 6.93 3.61 0.69 0.60 0.247 41,285
4.1.2. Micrografia do aço como recebido
A análise de micrográfica do aço foi realizada com referência à norma ABNT NBR
15454. Apesar de não ser o objetivo do estudo observou-se a presença de inclusões entre as
fases. Relatório de análise consta no ANEXO B.
4.2 - Análise da influência dos fatores para com o processo de torneamento
A análise e discussão dos resultados foram realizadas de acordo com a análise de
variância e foram conduzidas com o apoio do software MINITAB 15. Basea-se na influência
dos fatores principais (variáveis de entrada) nos valores médios das variáveis de resposta
propostas no planejamento de experimentos bem como as interações entre estas variáveis,
sendo que:
As linhas (Exemplo - Tabela 4.3) contêm as estatísticas associadas com os fatores
operadores;
A linha Erro contém a estatística associada com o erro aleatório;
A coluna grau de liberdade (GL) relaciona-se ao número de valores utilizados para
calcular a soma de quadrados (SS) para cada fonte de variação;
A coluna (SS) mede a variabilidade com a qual cada fonte de variação contribui com os
dados;
A coluna quadrado médio (Adj. Ms) para cada fonte de variação é igual a (Adj. SS)
dividida pelo grau de liberdade;
A coluna estatística (F) é a razão da variabilidade atribuída ao fator pela variabilidade
atribuída ao erro. [F = Adj. MS(operador) / Adj. Ms(erro)];
A coluna P-valor é a probabilidade de (F) ser tão grande (ou maior) quanto seria caso o
fator não tivesse efeito.
Para P-valor > 0,05, aceita-se a igualdade das médias das variâncias H0 = µ1 = µ2 = µ3 =
µ4. Para um P-valor < 0,05, rejeita-se a igualdade das médias das variâncias, pois, H1 ≠ µ1 ≠
µ2 ≠ µ3 ≠ µ4 ;
4.2.1 – Influência dos fatores sobre a força de corte
A Tabela 4.3 apresenta a análise de variância (ANOVA) para os valores obtidos, através
do ensaio experimental em função dos parâmetros ensaiados para a variável de resposta força
de corte.
Tabela 4.3 - ANOVA para Força de corte Variação GL SS Adj. SS Adj. Ms F P-valor
r 2 44375 44375 22188 4,55 0,016
vc 1 975 975 975 0,20 0,657 ap 1 5338975 5338975 5338975 1094,05 0,000 f 1 3524982 3524982 3524982 722,33 0,000
r*vc 2 6346 6346 3173 0,65 0,526 r*ap 2 902 902 451 0,09 0,912 r*f 2 2895 2895 1447 0,30 0,745
vc*ap 1 85 85 85 0,02 0,896 vc*f 1 13457 13457 13457 2,76 0,103 ap*f 1 143477 143477 143477 29,40 0,000
r*vc*ap 2 5397 5397 2699 0,55 0,579 r*vc*f 2 33055 33055 16527 3,39 0,042 r*ap*f 2 5132 5132 2566 0,53 0,594 Vc*ap*f 1 1935 1935 1935 0,40 0,532
r*vc*ap*f 2 4463 4463 2232 0,46 0,636 Erro 48 234241 234241 4880 - - Total 71 9360691 - - - -
S = 69,8572 / R-Sq = 97,50% / R-Sq(Adj) = 96,30%
A Figura 4.2 ilustra os efeitos principais sobre a força de corte (Fc). O gráfico foi
gerado através da análise de variância, conforme Tabela 4.3.
Forç
a de
Cor
te -
Fc=F
x (N
m)
957545
1400
1200
1000
150120
2,51,5
1400
1200
1000
0,250,15
Ângulo de posição Vel. de corte
Prof. de corte Avanço
Influência dos Fatores na Força de Corte - Fc=Fx (Nm)
Figura 4.2 - Gráfico de influência dos fatores na força de corte.
A hipótese nula (H0) foi rejeitada para todas as variáveis de efeito principal, exceto, para
a velocidade de corte (vc), ou seja, a velocidade de corte, para os níveis analisados, não
exerce influência significativa na força de corte, já que, o valor “P-calculado”, na estatística,
foi maior que 5% (valor P >0,05). As demais variáveis como o avanço da ferramenta (f),
ângulo de posição (r) e profundidade de corte (ap) exercem influência sobre a força de corte.
Os resultados são concordantes com o apresentado pela literatura que mostra a relação
crescente da força de corte com o avanço da ferramenta e a profundidade de corte. Não
apresenta comportamento diretamente proporcional para o fator avanço que tem
comportamento inversamente proporcional com a resistência de corte do material.
Quanto ao ângulo de posição (r), observa-se que o nível mais alto para valores χr
contribuem para o decréscimo da amplitude da força principal de corte, aqui explicado pelo
aumento da espessura de corte e, consequentemente, redução da resistência do material ao
corte.
Quanto às interações, vistas na Figura 4.3, puderam-se observar as diferenças de
esforços de corte quando relacionadas às variáveis avanço e ângulo de posição, apresentando-
se crescentes com o aumento do nível avanço e decrescentes com a diminuição do nível
ângulo de posição.
Ângulo de posição
Prof. de corte
Av anço
Ve l. de corte
150120 2,51,5 0,250,15
1600
1200
800
1600
1200
800
1600
1200
800
Ângulo
95
deposição
4575
Vel.de
corte120150
Prof.de
corte1,52,5
Inte racão Entre os Fatore s na Força de Corte - Fc = Fx (Nm)
Figura 4.3 - Interações entre fatores na força de corte.
4.3.2 - Análise da força passiva
De acordo com a ANOVA da Tabela 4.4, verifica-se que a hipótese nula H0 foi rejeitada
para os fatores principais, ângulo de posição, avanço e profundidade de corte indicando que
estes fatores exercem influência sobre a variável de resposta, força passiva, pois, o P-valor
destes fatores foram menores 0,05.
Já o fator principal, velocidade de corte, o P-valor calculado foi maior que 0,05
indicando que este fator, velocidade de corte, não exerce influência sobre a variável de
resposta, força passiva, para os níveis experimentados estando estes fatores concordantes com
a literatura.
Tabela 4.4 - ANOVA para Força Passiva Variação GL SS Adj. SS Adj. Ms F P-valor
r 2 1622576 1622576 811288 908,36 0,000 vc 1 2354 2354 2354 2,64 0,111 ap 1 284796 284796 284796 318,87 0,000 f 1 253334 253334 253334 283,65 0,000
r*vc 2 837 837 419 0,47 0,629 r*ap 2 120015 120015 60008 67,19 0,000 r*f 2 642 642 321 0,36 0,700
vc*ap 1 2732 2732 2732 3,06 0,087 vc*f 1 945 945 945 1,06 0,309 ap*f 1 12898 12898 12898 14,44 0,000
r*vc*ap 2 1929 1929 965 1,08 0,348 r*vc*f 2 4426 4426 2213 2,48 0,095 r*ap*f 2 550 550 275 0,31 0,736 Vc*ap*f 1 1284 1284 1284 1,44 0,236
r*vc*ap*f 2 263 263 131 0,15 0,864 Erro 48 42870 42870 893 Total 71 2352452
S = 29,8853 / R-Sq = 98,18% / R-Sq(Adj) = 97,30%
O gráfico da Figura 4.4 ilustra o efeito da variação dos parâmetros de corte sobre a força
passiva. O nível mais alto para o ângulo de posição contribui para o decréscimo da força
passiva estando este em concordância com a literatura. A redução nos valores do ângulo de
posição proporciona maior contanto entre a aresta de corte principal e o material da peça
contribuindo para o acréscimo da força passiva.
O avanço e a profundidade de corte quando variados do nível mais baixo para o nível
mais alto apresentaram o mesmo efeito no acréscimo da força passiva. Observa-se que ambas
as retas têm a mesma inclinação. Para a velocidade de corte observa-se ligeira inclinação da
reta para o nível mais alto desta variável. Porém, estatisticamente, como demonstrado pela
análise de variância, não há influência significativa deste fator sobre a variável de resposta
força passiva.
Forç
a Pa
ssiv
a - F
p=Fy
(Nm
)
957545
600
500
400
300
150120
2,51,5
600
500
400
300
0,250,15
Ângulo de posição Vel. de corte
Prof. de corte Avanço
Influência dos Fatores na Força Passiva - Fp=Fy (Nm)
Figura 4.4 - Influência dos fatores na força passiva.
A Figura 4.5 ilustra o gráfico de interações entre os fatores principais na força passiva.
Em relação às interações entre estes fatores, observa-se que a hipótese nula H0 foi rejeitada
para as interações entre ângulo de posição e profundidade de corte, pois, o P-valor destas
interações foi menor que 0,05. Para as interações entre ângulo de posição e profundidade de
corte, nota-se que a força passiva aumenta quando utilizado os menores valores para o ângulo
de posição e maiores valores para profundidade de corte.
Figura 4.5- Interações entre os fatores na força passiva
Ângulo de posição
Prof. de corte
Avanço
Vel. de corte
150120 2,51,5 0,250,15
600
400
200
600
400
200
600
400
200
 ngulo
95
deposição
4575
Vel.de
corte120150
Prof.de
corte1,52,5
Inte racão Entre os Fatore s na Força Pas siva - Fp=Fy (Nm)
As interações entre profundidade de corte e avanço demonstram que o acréscimo em seus
níveis eleva o valor da força passiva. As demais interações não demonstram qualquer relação
de dependência estatisticamente significante.
4.3.3 Análise da força de avanço
Em relação a análise da força de avanço a Tabela 4.5 mostra que a hipotese nula H0, foi
rejeitada para os fatores ângulo de posição, profundidade de corte, e avanço. O P-valor destes
fatores foi menor que 0,05.
A velocidade de corte não é significativa estatísticamente para os níveis ensaiados. Houve
rejeição da hipotese nula para as interações entre ângulo de posição e profundidade de corte e
profundidade de corte e avanço.
Tabela 4.5 - ANOVA para Força de Avanço
Variação GL SS Adj. SS Adj. Ms F P-valor r 2 52583 52583 26292 16,35 0,000 vc 1 55 55 55 0,03 0,854 ap 1 1323006 1323006 1323006 822,87 0,000 f 1 170153 170153 170153 105,83 0,000
r*vc 2 1574 1574 787 0,49 0,616 r*ap 2 12949 12949 6474 4,03 0,024 r*f 2 3592 3592 1796 1,12 0,336
vc*ap 1 3472 3472 3472 2,16 0,148 vc*f 1 132 132 132 0,08 0,775 ap*f 1 10141 10141 10141 6,31 0,015
r*vc*ap 2 1081 1081 541 0,34 0,716 r*vc*f 2 3344 3344 1672 1,04 0,361 r*ap*f 2 753 753 377 0,23 0,792 Vc*ap*f 1 504 504 504 0,31 0,578
r*vc*ap*f 2 28 28 14 0,01 0,991 Erro 48 77174 77174 1608 Total 71 1660541
S = 40,0974 / R-Sq = 95,35% / R-Sq(Adj) = 93,13%
Como pode ser observado na Figura 4.6 a força de avanço é influênciada pelos mesmos
fatores da força de corte e força passiva. Entretanto, nota-se que para valores maiores do
ângulo de posição a força de avanço aumenta. Como foi visto anteriormente na força passiva
este efeito é contrário.
Observa-se também maior influência da profundidade de corte na força de avanço. O
acréscimo na profundidade de corte eleva o valor da força de avanço em 62%. A velocidade
de corte não interfere estatísticamente nos resultados apresentados para a força de avanço.
Forç
a de
Ava
nço
Ff =
Fz(N
m)
957545
700
600
500
150120
2,51,5
700
600
500
0,250,15
Ângulo de posição Vel. de corte
Prof. de corte Avanço
Influência dos Fatores na Força de Avanço Ff =Fz(Nm)
Figura 4.6 - Influência dos fatores na força de avanço.
A Figura 4.7 ilustra o gráfico de interações entre os fatores e a força de avanço.
Observa-se que as interações entre ângulo de posição e profundidade de corte e avanço e
profundidade de corte nos níveis máximos elevam o valor da força de avanço. As demais
variáveis para os níveis experimentados não são significativas estatisticamente.
Ângulo de posição
Prof. de corte
Avanço
Vel. de corte
150120 2,51,5 0,250,15
800
600
400800
600
400800
600
400
Ângulo
95
deposição
4575
Vel.de
corte120150
Prof.de
corte1,52,5
Interacão Entre os Fatores na Força de Avanço - Ff =Fz(Nm)
Figura 4.7 - Interações entre os fatores na força de avanço
Conforme análise dos dados anteriormente apresentados e discutidos relativos às forças
de usinagem e em síntese apresentados na Tabela 4.6, nota-se que o ângulo de posição a 95°,
para os valores ensaiados, contribui para o decréscimo da força de usinagem.
Tabela 4.6 - Forças de usinagem Forças de Usinagem - Fu
Âng. Posição FC FP Ff FU Redução - % Xr 45° 1260,25 636,637 545,913 2442,8 Xr 75° 1256,72 393,867 585,57 2236,157 8,459268 Xr 95° 1205,91 276,07 611,643 2093,623 14,29413
Quando variado o ângulo de posição da ferramenta de 45° para 75° houve uma redução
na força de usinagem de 8,46% e quando variado o ângulo de posição de 75° para 95° a força
de usinagem diminuiu em 14,3%. Comparando à variação do ângulo de posição de 45° para
95° o decréscimo no valor da força de usinagem é de 22,76%. A Figura 4.8 ilustra as
componentes da força de usinagem e seu decréscimo em função da variação do ângulo de
posição. Observa-se também comportamento diferenciado para a força de avanço. Quando
variado o ângulo de posição para valores maiores a força de avanço aumenta contrária às
forças de corte e força passiva que diminuem com o acréscimo do ângulo de posição.
0
500
1000
1500
2000
2500
FC FP FF FU
Forç
a (N
)
Forças de Usinagem
Xr 45
Xr 75
Xr 95
Figura 4.8 - Forças de usinagem em função do χr
4.3.4 Análise da Temperatura na Região de Corte
De acordo com a análise estatística da Tabela 4.7 as variáveis de maior influência na
temperatura na região de corte, são: variação do ângulo de posição da ferramenta
acompanhado pela variação da profundidade corte e pela variação do avanço. sendo que
maiores valores do ângulo de posição geram maiores temperaturas, embora, o ângulo de
posição a 75° tenha sido mais influente.
Tabela 4.7 - ANOVA para a temperatura na região de corte Variação GL SS Adj. SS Adj. Ms F P-valor
r 2 106127 106127 53063 9,77 0,000 Vc 1 2415 2415 2415 0,44 0,508 Ap 1 46462 46462 46462 8,56 0,005 F 1 37950 37950 37950 6,999 0,011
r*vc 2 4293 4293 2146 0,4 0,676 r*ap 2 19191 19191 9596 1,77 0,182 r*f 2 86450 86450 43225 7,96 0,001
vc*ap 1 5922 5922 5922 1,09 0,302 vc*f 1 1615 1615 1615 0,3 0,588
ap*f 1 3431 3431 3431 0,63 0,431 r*vc*ap 2 56324 56324 28162 5,19 0,009 r*vc*f 2 18841 18841 9421 1,73 0,187 r*ap*f 2 10748 10748 5374 0,99 0,379 Vc*ap*f 1 1242 1242 1242 0,23 0,635
r*vc*ap*f 2 2558 2558 1279 0,24 0,791 Erro 48 260675 260675 5431 - - Total 71 664243 - - - -
S = 73,6934 / R-Sq = 60,76% / R-Sq(Adj) = 41,95%
Em análise a velocidade de corte, quando variado os parâmetros estudados, não
interferiu significativamente nos valores da temperatura na região de corte. Nota-se também
que o acréscimo na profundidade de corte contribui para o aumento da temperatura nesta
região. Em contra partida, maiores valores de avanço diminuem a temperatura nesta região
conforme ilustrado Figura 4.9.
Figura 4.9 - Temperatura na região de corte.
Tem
pera
tura
(Cº
)
957545
280
260
240
220
200
150120
2,51,5
280
260
240
220
200
0,250,15
Ângulo de posição Vel. de corte
Prof. de corte Avanço
Influência dos Fatores na Temperatura na Região de Corte (Cº)
Entretanto, estas variações surpeendem uma vez que a quantidade de calor gerado na
usinagem aumenta com acréscimos na velocidade de corte, avanço e profundidade de corte
interferindo no aumento da temperatura. O acréscimo da temperatura em função da
profundidade de corte pode ser explicado pelo aumento da área de contato da aresta de corte
da ferramenta com o material da peça o que implica em maior atrito e consequentemente
maior temperatura nesta região.
O decréscimo na temperatura em função do acréscimo do avanço se explica pelo maior
fluxo de cavaco na superfície de saída da ferramenta contribuindo para diminuir a temperatura
nesta região. Medir a temperatura na região de corte é algo complexo em função da dinâmica
do processo de corte. Nesta pesquisa verificou-se que há uma grande dificuldade em registrar
a temperatura na região de corte em função da resistência do material a quebra do cavaco pelo
fluxo irregular de saída sobre a superfície da ferramenta, conforme Figura 4.10.
Xr 45° Xr 75° Xr 95°
Figura 4.10 - Temperatura na região de corte em função do ângulo de posição.
4.3.5 Análise da Rugosidade Superficial Tabela 4.6 - ANOVA para Rugosidade Média - Ra
Variação GL SS Adj. SS Adj. Ms Teste F P-valor r 2 1,2586 1,2586 0,6293 6,23 0,004
Vc 1 0,0445 0,0445 0,0445 0,44 0,510 Ap 1 0,5425 0,5425 0,5425 5,37 0,025 F 1 21,7910 21,7910 21,7910 215,83 0,000
r*vc 2 0,0760 0,0760 0,0380 0,38 0,688 r*ap 2 0,4704 0,4704 0,2352 2,33 0,108 r*f 2 4,7431 4,731 2,3716 23,49 0,000
vc*ap 1 0,0268 0,0268 0,0268 0,27 0,609 vc*f 1 0,2102 0,2102 0,2102 2,08 0,156 ap*f 1 0,0087 0,0087 0,0087 0,09 0,771
r*vc*ap 2 0,3033 0,3033 0,1516 1,50 0,233 r*vc*f 2 0,3315 0,3315 0,1658 1,64 0,204 r*ap*f 2 0,1194 0,1194 0,0597 0,59 0,557
Vc*ap*f 1 0,0070 0,0070 0,0070 0,07 0,793 r*vc*ap*f 2 0,0954 0,0954 0,0477 0,47 0,626
Erro 48 4,8463 4,8463 0,1010 Total 71 34,8747
S = 0,317750 / R-Sq = 86,10% / R-Sq(Adj) = 79,44%
Quanto a rugosidade superficial média (Ra), os fatores de maior de influência de acordo
com a análise estatística (ANOVA) são: o avanço, ângulo de posição da ferramenta e
profundidade de corte. A velocidade de corte não influe significativamente nas variáveis
propostas neste estudo. Na Figura 4.11, observa-se que a rugosidade aumenta com o avanço
como observado na revisão bibliográfica sendo este o mais influente.
Rug
osid
ade
Méd
ia R
a (µ
m)
957545
2,4
2,1
1,8
1,5
1,2150120
2,51,5
2,4
2,1
1,8
1,5
1,20,250,15
Ângulo de posição Vel. de corte
Prof. de corte Avanço
Influência dos Fatores na Rugosidade Média Ra (µm)
Figura 4.11 - Influência dos fatores na rugosidade média.
Segundo a literatura o efeito do ângulo de posição principal e secundário na rugosidade
média é pequeno, mas, uma redução no ângulo de posição da aresta principal diminui as
marcas de avanço da ferramenta na superfície usinada e melhora o escoamento do cavaco e
acabamento.
Entretanto, conforme observado na Figura 4.11, o menor ângulo de posição (χr = 45°)
provocou o pior acabamento na superfície usinada. A melhor superfície usinada foi obtida
com o ângulo de posição da aresta principal de corte intermediário. Tal fato pode ser atribuído
ao raio de ponta que para esta geometria que é relativamente maior quando comparado as
outras utilizadas.
A Figura 4.12 ilustra as interações entre os fatores na rugosidade média. Como
mostrado pela Anova somente a interação entre o ângulo de posição e avanço se mostraram
estatísticamente significantes. A melhor superfície usinada foi obtida utilizando-se do ângulo
de posição a 75°, profundidade de 1,5 e avanço de 0,15.
Ângulo de posição
Prof. de corte
Avanço
Vel. de corte
150120 2,51,5 0,250,15
3
2
13
2
13
2
1
Ângulo
95
deposição
4575
Vel.de
corte120150
Prof.de
corte1,52,5
Interacão Entre os Fatores na Rugosidade Média - Ra (µm)
Figura 4.12 - Interações entre os fatores na rugosidade média
4.3.6 Efeito da Usinagem na Superfície da peça
A Tabela 4.5 ilustra os resultados obtidos através dos experimentos de usinagem,
torneamento externo, para verificação da dureza em função da profundidade de corte.
Tabela 4.8 – Dureza em função da passe DUREZA BRINELL
Recebido ap=5mm ap=10mm 344 301 285 264 271 344 319 301 271 243 336 301 319 271 271 336 344 319 264 271 344 319 319 285 271 344 319 319 264 271 344 336 319 285 264 344 319 301 285 285 336 294 319 271 271
Média = 341,33 Média = 314,06 Média = 271,00 Desvio = 4 Desvio = 14,45 Desvio = 10,19
Pelos resultados da média e pelo desvio padrão apresentados na Tabela 4.8 e
confirmados pelo teste de igualdade variância realizado e ilustrado pela Figura 4.14, observa-
se que o P-valor do teste F (0,316) é maior que o nível de significância de 0,05, portanto,
aceita-se a hipótese nula H0 de que as variâncias são iguais. Pela análise gráfica dos
resultados, verifca-se que a variância do ap=10mm é menor que a variância do ap=5mm.
Figura 4.14 - Teste de igualdade de variância.
A profundidade de corte (ap=5mm) aperesenta maiores valores de dureza quando
comparados aos valores da profundidade de corte (ap=10mm). Observa-se também que o
ap=5mm tem maior variabilidade nos valores de dureza que o ap=10mm. A variação da
dureza do material da peça em função da profundidade de corte pode ser explicada devido à
origem da tensão residual de tração obtida quando um material dúctil é usinado. A superfície
do material antes da usinagem esta sujeita à tensão compressiva antes da ação da ferramenta
de corte.
Quando sofre a ação da ponta da ferramenta a grande quantidade de energia deformação
que estava armazenada é liberada. Se esta energia de deformação é suficientemente alta
(grande espessura do cavaco) e rapidamente é liberada (alta velocidade de corte) poderá
resultar em tensão residual de tração. A tensão de tração tende a diminuir com a profundidade
de corte abaixo da superfície trabalhada.
ap=5mm
ap=5mm
ap=10mmmm
ap=10mm
4.3.7 Vida da Ferramenta de Corte
A Figura 4.15 ilustra o gráfico do desgaste de flanco (VB Max. = 0,3mm) versus o
comprimento de corte, para as três velocidades de corte propostas no trabalho, constata-se que
a vida da ferramenta é curta para as maiores velocidades. A maior vida da ferramenta foi
quando se utilizou da menor velocidade de corte 90m/min.
0
50100
150
200250
300350
400
450500
550600
650
700750
800
60 120 180 240 300 360 390 420 450 480
comprimento de corte
Desgaste VB x Lc
Vc 90 Vc 120 Vc 150 Figura 4.15 - Gráfico do desgaste VB x LC
As arestas de corte das ferramentas foram analisadas através de microscópio eletrônico
onde foi possível observar e medir o desgaste de flanco. O mecanismo de desgaste ocorrido é
característico de abrasão mecânica e deformação plástica do gume da ferramenta. A Figura
4.16 ilustra o desgaste ocorrido nas ferramentas quando utilizado velocidade de corte de
90m/min.
(1-AS)
(1.2-VS)
(1.1AS)
(1.2-AS)
(1-VS)
(1.1-VS)
(1- AP)
(1.1-AP)
(1.2-AP) Figura 4.16 – Desgaste nas pastilhas para velocidade de corte de 90m/min.
A indicação (1-As) se refere a primeiro ensaio para vc de 90m/min, vista da vista da
aresta secundária. A indicação (1.1-As) se refere a segunda replica e a indicação (1.2-As) se
refere a terceira replica. A indicação (Vs) se refere a vista superior da pastilha e (Ap) se refere
a vista da aresta principal de corte. Indicações nas demais figuras iniciadas pelo número (2) e
posteriormente pelo número (3) são referentes as velocidades de corte de 120 e 150m/min,
respectivamente, conforme Figura 4.17e 4.18.
(2-AS)
(2.1-AS)
(2.2-AS)
(2-VS)
(2.1-VS) (2.1-AP)
(2.2-VS)
(2-AP)
(2.2-AP) Figura 4.17 - Desgaste nas pastilhas para velocidade de corte de 120m/min.
(3.1-VS)
(3.2-VS)
(3-VS)
(3.1-AS) (3.1-AP)
(3-AP)
(3.2-AS)
(3-AS)
(3.2-AP) Figura 4.18 – Desgaste nas pastilhas para velocidade de corte de 150m/min.
Conforme observado pelas ilustrações dos desgastes ocorridos nos flancos das pastilhas,
verifica-se que ocorreu comportamento irregular dos desgastes nos ensaios replicados. Isto
impossibilitou modelar a equação de vida da ferramenta para as velocidades ensaiadas sendo
possível apresentar a vida da ferramenta somente em função do comprimento usinado. Vale
ressaltar que as velocidades ensaiadas estão dentro da faixa de aplicação recomendada pelo
fabricante. A Figura 4.19 ilustra o desgaste ocorrido em uma das pastilhas quando ensaiada na
velocidade de 120m/min com avanço de 0,25 e profundidade de corte de 2,5mm.
A pastilha foi analisada em microscópio eletrônico de varredura onde foi medido o
desgaste de flanco. Posteriormente foi aplicada a técnica de espectrometria de energia
dispersiva de RAIOS-X para quantificar os possíveis elementos químicos aderidos na aresta
cortante ou identificar se ocorreu desgaste de cobertura da ferramenta.
Figura 4.19 – Pastilha fotografada pelo MEV
Pelo gráfico da Figura 4.20 são apresentados de maneira qualitativa os elementos
químicos presentes na aresta de corte da ferramenta. Destaca-se a presença dos elementos
químicos Cromo, Oxigênio, Nitrogênio, Ferro, Carbono, Alumínio e Titânio. Pela presença do
Cromo constata-se que adesão do material da peça junto à aresta de corte da ferramenta. Pois
os outros elementos químicos fazem parte da constituição do material da ferramenta.
Figura 4.20 – Elementos químicos presentes na aresta de corte da pastilha.
A área do raio de ponta da região destacada na Figura 4.20(a) é quantificada pelo gráfico da Figura 4.20(b).
Região
4.20(b)4.20(a)
Figura 4.20 – (a) Região de quantificação e (b) Gráfico de procentagem dos elementos por
massa.
Na Figura 4.21(a) é apresentado o deslocamento da área da região a ser analisada. Nota-
se pelo gráfico da Figura 4.21(b) que houve significativa alteração na porcentagem dos
elementos químicos presentes nesta região. Caracterizando a presença de elementos
pertencentes ao revestimento da pastilha metálica. Apesar de constatar a variação dos
elementos químicos em função da região analisada, verifica-se que há evidencias de adesão
do material da peça pela presença o elemento químio Cromo.
Região
4.21(a)4.21(b)
Figura 4.21 – (a) Região de quantificação e (b) Gráfico de procentagem dos elementos por
massa.
De acordo com o exposto no capítulo os parâmetros propostos apresentam exercer
grande influência na usinabilidade do aço inoxidável super duplex UNS S32760. Sendo que a
vida da ferramenta é curta para altas velocidades de corte.
CAPÍTULO 5
CONCLUSÕES
Os fatores avaliados na pesquisa realizada demonstraram exercer grande influência na
usinagem do aço inoxidável Super Duplex.
Para a força de corte, avanço e profundidade de corte se mostram mais influentes,
quando variados, aumentaram a magnitude da força na mesma proporção. O maior ângulo de
posição apresentou menor força de corte. A velocidade de corte na influi nos resultados. Para
a força passiva o menor ângulo de posição exerce grande influência sobre esta. Já para a força
de avanço a profundidade de corte se mostrou mais influente. A velocidade de corte não
interfere na força passiva e na força de avanço.
Conclui-se que no torneamento do aço inoxidável super Duplex UNS 32760, para os
valores ensaiados, o χr de 95° é o ângulo de posição mais favorável em virtude do decréscimo
da força de usinagem quando comparado aos demais ângulos verificados nesta pesquisa. A
força de usinagem é 22,76% menor quando comparado ao χr de 45° e 14,3% menor quando
comparado ao χr de 75°. Além de ser um dos ângulos de maior emprego nas industrias de
fabricação por usinagem.
Em relação à temperatura na região de corte a técnica da termografia utilizada para
medição é bem simples de ser aplicada para captura da temperatura na região. Porém a
dinâmica do corte interfere na precisão e confiança da medida de temperatura captada. É
impossível prever por onde escoara o fluxo de cavaco, uma vez, que este tem sua formação de
forma desordenada e as vezes embaraçada obstruindo a aresta da ferramenta e prejudicando a
irradiação do calor para registro da temperatura.
Em relação a rugosidade média o ângulo de posição a 75º apresenta o melhor
acabamento superficial. A velocidade de corte não interfere nos resultados. Na condição
experimentada a profundidade de corte induz tensão de tração na superfície usinada.
Para a vida da ferramenta, a menor velocidade ensaiada contribuiu para maior vida por
comprimento usinado. A maior velocidade teve a menor vida e o menor comprimento
usinado. Para os valores ensaiados nas velocidades de 120m/min e 150m/min a aresta da
pastilha sofreu deformação plástica motivada por altas temperaturas. Para o torneamento do
aço inoxidável Super Duplex, desbaste médio a seco, a pesquisa sugere valores de velocidade
abaixo de 90m/min.
CAPÍTULO 6
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Desenvolver uma pesquisa comparativa entre a usinagem a seco e refrigerado para o aço
inoxidável Super Duplex UNS 32760 para avaliar se há influência da refrigeração nas forças
de usinagem e na vida da ferramenta.
Avaliar o efeito da rugosidade superficial da peça na resistência a corrosão dos aços
inoxidáveis Super Duplex quando torneado.
Estudar as forças de usinagem e a vida da ferramenta para velocidades de corte abaixo
de 90m/min em torneamento dos aços inoxidáveis Super Duplex.
Realizar um estudo comparativo entre diversas coberturas de ferramentas para verificar
a influência da cobertura nas forças de usinagem e na vida da ferramenta de corte no
torneamento do aço inoxidável Super Duplex.
Avaliar a influência dos diversos tipos de quebra cavaco nas forças de usinagem e na
vida da ferramenta quando torneado aços inoxidáveis Super Duplex.
Estudar o efeito das forças de usinagem, temperatura na região de corte e integridade
superficial na resistência a corrosão dos aços inoxidáveis Super Duplex em torneamento.
CAPÍTULO 7
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ASTAKHOV, V. P., Tribology of metal cutting, Editora Elsevier, primeira edição, U.K, 2006.
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ANEXO A – COMPOSIÇÃO QUÍMICA DO MATERIAL
ANEXO B – ANÁLISE MICROGRÁFICA DO AÇO
