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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
Elifas Levi da Silva
Análise da Influência de Parâmetros de Corte na Integridade Superficial e Esforços na Operação de Torneamento do Ferro
Fundido Nodular Austemperado
São João Del Rei, 2013
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Elifas Levi da Silva
Análise da Influência de Parâmetros de Corte na Integridade Superficial e Esforços na Operação de Torneamento do Ferro
Fundido Nodular Austemperado
Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado da Universidade Federal de São João del-Rei, como requisito para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica Área de Concentração: Materiais e processos de Fabricação Orientador: Prof. Dr. Durval Uchôas Braga
São João Del Rei, 2013
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Silva, Elifas Levi da S586a Análise da influência de parâmetros de corte na integridade superficial e esforços na operação de torneamento do ferro fundido nodular austemperado [manuscrito] / Elifas Levi da Silva . – 2013. 82f. ; il. Orientador: Durval Uchôas Braga. Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento de Engenharia Mecânica. Referências: f. 83-86. 1.Engenharia mecânica - Teses 2. Torneamento - Teses 3. Ferro fundido nodular austemperado –
Teses 4. Integridade superficial - Teses 5. Usinagem - Teses 6. Tensão residual - Teses I. Braga, Durval
Uchôas (orientador) II. Universidade Federal de São João del-Rei. Departamento de Engenharia
Mecânica III. Título
CDU: 62
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A Deus, dedico o meu agradecimento maior, porque tem sido tudo em minha vida,
aos meus pais Juarez e Maria Cristina e aos meus irmãos por serem essenciais em
minha vida, pois a minha formação profissional não poderia ter sido concretizada
sem o seu apoio. Por essa razão, gostaria de dedicar-lhes minha imensa gratidão e
amor.
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Agradecimentos
Sou grato a Deus pelo dom da vida, pelo seu amor infinito, sem Ele nada sou.
Agradeço aos meus pais, Juarez e Maria Cristina, meus maiores exemplos.
Obrigado por cada incentivo e orientação, pelas orações em meu favor, pela
preocupação para que estivesse sempre andando pelo caminho correto.
Aos meus irmãos, também aos colegas de classe, Claudio, Reinaldo, Deibe,
Ana Paula, com certeza foram ótimos momentos de muito estudo e diversão.
Ao professor Dr. Durval Uchôas Braga que, com muita paciência e atenção,
dedicou seu valioso tempo para me orientar em cada passo deste trabalho. Ao
professor Dr. Frederico Ozanan, pois estava sempre disposto a auxiliar. Aos técnicos
Camilo e Emilio pelo auxílio na condução dos ensaios.
A minha grande amiga Dra. Tânia Nogueira, pela orientação que me deu
durante todo o decorrer deste trabalho, sempre disposta a ajudar mesmo com a
correria do dia a dia, sempre doou um tempo para auxiliar neste trabalho. Meu muito
obrigado, Dra. Tânia.
À Metalúrgica Soares pela doação de todos os corpos de prova para a
realização dos ensaios. À Metaltemper pela doação de todo o tratamento térmico
realizado nos corpos de prova. À modelagem Fênix pela confecção dos modelos
utilizados para a fundição dos corpos de prova. À Sandvick pela doação das
ferramentas utilizadas no ensaio de torneamento. Todas agiram como parceiras
neste trabalho, acreditando, e fomentando pesquisa e desenvolvimento. Saiba que
este trabalho somente foi realizado pelo apoio de vocês. Muito obrigado por tudo
que fizeram.
A CAPES pelo fornecimento da bolsa de estudo durante um período de
desenvolvimento deste trabalho, enfim a todos que também contribuíram de forma
indireta, sendo presentes neste tempo complementando minha formação
profissional, espiritual e humana.
“Que todo o meu ser louve ao Senhor, e que eu não esqueça nenhuma das suas
bênçãos!” Salmos 103:2.
7
“A sabedoria com Deus está, o conhecimento não nos negará.”
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Resumo
O ferro fundido nodular austemperado (ADI) constitui uma classe de ferro fundido
obtido por meio do tratamento de austêmpera realizado em um ferro fundido nodular.
Ele apresenta elevada resistência mecânica sendo maior que os aços carbonos e
forjados, ductilidade menor do que os aços, mas maior que demais classes de ferros
fundidos. Estas propriedades dão a ele um destaque dentro as classes de ferro
fundido. As pesquisas em sua usinagem, têm se intensificado nos últimos anos a fim
de aumentar a sua aplicabilidade na indústria. Neste sentido, optou-se por realizar
esta pesquisa com objetivo de estudar os efeitos dos parâmetros de corte na
integridade superficial e esforços de usinagem na operação de torneamento do ferro
fundido nodular austemperado. Utilizou-se planejamento fatorial aleatorizado por
níveis e modelo de efeito fixo para a análise dos resultados dos experimentos. Os
ensaios foram realizados no centro de torneamento ROMI GL 240M do laboratório
de processos de fabricação da Universidade Federal de São João Del Rei, com
ferramentas de metal duro do grupo k. Foram variáveis de controle: a velocidade de
corte, o avanço da ferramenta, o número de passes e o comprimento de usinagem.
As variáveis de respostas foram: força de usinagem, a rugosidade superficial, a
tensão residual pelo método de indentação. Os resultados indicam que a velocidade
de corte influencia a força de corte e a força passiva. O avanço da ferramenta e
também o número de passes influenciaram nos esforços de usinagem e rugosidade.
Também pode-se verificar que a superfície torneada de ADI apresentou tensão
residual de tração e uma redução no valor de micro dureza ao sair de um nível mais
baixo para o mais alto nas variáveis de controle.
Palavras-chave: Torneamento, ferro fundido nodular austemperado, integridade
superficial, esforços de usinagem, tensão residual.
9
Abstract
The austempered ductile iron (ADI) is a class of iron obtained by austempering
treatment performed in a nodular cast iron. It has a high mechanical strength which is
higher than the carbon steel and forged , lower ductility than the steel , but greater
than other classes of cast iron. These properties give it a highlight within the classes
of cast iron. Research in their machining , has intensified in recent years to increase
its applicability in industry . In this sense , we chose to conduct this research in order
to study the effects of cutting parameters on the surface integrity and machining
efforts in turning operation of austempered ductile iron . We used a factorial design
randomized levels and fixed to analyze the results of experiments effect model.
Assays were performed in the center of turning ROMI GL 240M lab manufacturing
processes of the Federal University of São João Del Rei , with the group k carbide
tools. The austempered ductile iron (ADI) is a class of iron Obtained Performed by
austempering treatment in nodular cast iron. It has a high mechanical strength Which
is higher than the carbon steel and forged, lower ductility than the steel, but greater
than other classes of cast iron. These properties give it a highlight Within the classes
of cast iron. Research in Their machining, has intensified in recent years to Increase
its applicability in industry. In this sense, we chose to conduct this research in order
to study the effects of cutting parameters on the surface integrity and machining
efforts in turning operation of austempered ductile iron. We used a factorial design
randomized levels and fixed to analyze the results of experiments effect model.
Assays were Performed in the center of turning ROMI GL 240M lab manufacturing
processes of the Federal University of São João Del Rei, with the group k carbide
tools.
Key Words: Turning, austempered ductile iron, surface integrity, efforts machining,
residual stress
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Lista de Ilustrações
Figura 2. 1 - Micrografia eletrônica do ferro fundido nodular (SMITH, 1996) ............ 20
Figura 2. 2 - Ciclo de tratamento térmico para obtenção do ferro fundido nodular austemperado, superposto a um diagrama tempo, temperatura, transformação (TTT). (DIAS, 2006). .................................................................................................. 22
Figura 2. 3 - Exemplos de peças: (a) engrenagem em ADI, (b) coroa e pinhão da General Motors e (c) virabrequim de motor turbo da Ford (SORELMETAL , 2002). . 23
Figura 2. 4 - (A) ilustra um braço de suspensão de trator hidráulico – (B) Braço de suspensão em ADI para trator hidráulico (KEOUGH, 2002)...................................... 24
Figura 2. 5 - Processo de torneamento ..................................................................... 24
Figura 2. 6 - Parâmetros de corte e superfícies em torneamento cilíndrico externo (FERRARESI, 1977). ................................................................................................ 26
Figura 2. 7 - Geometria da ferramenta de corte (MACHADO E SILVA, 1999) .......... 27
Figura 2. 8 - Mecanismo de formação do cavaco (MACHADO E SILVA, 1999)........ 29
Figura 2. 9 - Cavaco contínuo (FERRARESI, 1977) ................................................. 31
Figura 2. 10 - Morfologia do cavaco de cisalhamento (FERRARESI, 1977) ............. 31
Figura 2. 11 - Morfologia do cavaco de ruptura. ........................................................ 32
Figura 2. 12 - Formas de cavacos produzidos na usinagem dos metais (ISO 3685, 1993) ......................................................................................................................... 32
Figura 2. 13 - Efeito do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos (SMITH, 1989) ........................................................................................................... 33
Figura 2. 14 - Forças de usinagem para o torneamento oblíquo (FERRARESI, 1977) .................................................................................................................................. 34
Figura 2. 15 - Influência de Xr nas forças de avanço e passiva (DINIZ, 2008).......... 37
Figura 2. 16 - Influência da Vc nas forças de avanço e passiva (FERRARESI, 1970). .................................................................................................................................. 38
Figura 2. 17 - Influência do ângulo de inclinação na força passiva (DINIZ et. al., 2008) ......................................................................................................................... 38
Figura 2. 18 - Influência do raio de ponta de ferramenta nas forças de avanço e passiva (DINIZ et. al., 2008) ...................................................................................... 39
Figura 2. 19 - Classificação da integridade superficial (adaptado de Machado et. al., 2009) ......................................................................................................................... 41
Figura 2. 20 - Natureza das tensões residuais: trativas e compressivas. .................. 44
Figura 2. 21 - Carregamento e descarregamento com as passadas da ferramenta abaixo da superfície do metal (Shaw, 2005). ............................................................ 45
Figura 3. 1 - Desenho do corpo de prova bruto de fundição ………………………….50 Figura 3. 2 - Corpo de prova bruto de fundição ......................................................... 50
Figura 3. 3 - Modelo utilizado para fundir os corpos de prova ................................... 51
Figura 3. 4 - (a) Usinagem dos corpos de prova para homogeneização. (b) Corpos de prova depois de homogeneização. ....................................................................... 52
Figura 3. 5 - Representação esquemática do tratamento térmico utilizado ............... 53
Figura 3. 6 - Máquina de realização do ensaio de tração .......................................... 53
Figura 3. 7 - Desenho do corpo de prova para o ensaio de tração (MANUAL TÉCNICO SENAI) ..................................................................................................... 54
Figura 3. 8 - Durômetro WPM ................................................................................... 54
Figura 3. 9 - Microscópio ensaio de micrografia ........................................................ 55
11
Figura 3. 10 - Torno Romi GL 240 ............................................................................. 55
Figura 3. 11 - Ferramentas utilizadas nos ensaios de torneamento, fabricado pela Sandvick. ................................................................................................................... 56
Figura 3. 12 - Montagem do dinamômetro e porta-ferramenta no torno. ................... 56
Figura 3. 13 - Equipamentos para monitoramento das componentes das forças de usinagem. (a) Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A.; (c) software kistler DynoWare......................................................................................... 57
Figura 3. 14 - Centro de trabalho montado para a realização dos experimentos ...... 57
Figura 3. 15 - Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo ............................................... 58
Figura 3. 16 - Ultra Micro Durômetro DUH-211S ....................................................... 59
Figura 3. 17 - Corpo de prova para o ensaio de micro dureza .................................. 64
Figura 3. 18 - Amostra de corpos de prova embutidos, lixado e polido para o ensaio de indentação ............................................................................................................ 64
Figura 4. 1 - (A) Micrografia do ferro fundido nodular sem ataque. (B) Micrografia do ferro fundido nodular austemperado com ataque nital 2%.........................................65 Figura 4. 2 - Teste de normalidade para a Fc ........................................................... 66
Figura 4. 3 - Efeitos das Variáveis de Controle na força de corte ............................. 68
Figura 4.4 Efeito das variáveis de controle na força de avanço ................................ 69
Figura 4.5 - Efeito das variáveis de resposta na força passiva ................................. 70
Figura 4. 6 - Efeitos das Variáveis de controle na rugosidade máxima. .................... 72
Figura 4. 7 - Efeitos das Variáveis de Controle na Ra ............................................... 73
Figura 4. 8 - Morfologia dos Cavacos no ensaio de usinagem .................................. 74
Figura 4. 9 - Efeitos das Variáveis de Controle na micro dureza Vickers .................. 76
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Lista de Tabelas
Tabela 2. 1 - Tensão residual produzidas por alguns processos de usinagem (GRIFFITHS, 2001) ............................................................................................................... 46
Tabela 3. 1 - Composição química (% em massa) do ferro fundido nodular austemperado utilizado nos testes …………………………………………………….49
Tabela 3. 2 - Variáveis de controle utilizadas no ensaio de torneamento. ................... 62
Tabela 3. 3 - Variáveis de resposta ensaio de torneamento .......................................... 63 Tabela 4. 1 - ANOVA para força de corte. ……………………………………………...67
Tabela 4. 2 - Valores dos efeitos das Variáveis de controle........................................... 68 Tabela 4. 3 - ANOVA para força de avanço ...................................................................... 69
Tabela 4. 4 - ANOVA para força passiva ........................................................................... 70 Tabela 4. 5 - Contraste realizado para a interação Vc x f ............................................... 71
Tabela 4. 6 - ANOVA para Rugosidade máxima .............................................................. 71
Tabela 4. 7 ANOVA para rugosidade média ..................................................................... 73 Tabela 4. 8 - Anova para análise micro dureza no ensaio de indentação ................... 75
Tabela 4. 9 - Análise do contraste para interação velocidade de corte e número de passe ....................................................................................................................................... 77
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Lista de Abreviaturas e Siglas
Letras Latinas
ap - Profundidade de corte [mm]
b - Largura de corte [mm]
C - Carbono
f - Avanço [mm/rot]
Fe - Ferro
h - Espessura de corte [mm]
h’ - Espessura do cavaco [mm]
Vc - Velocidade de corte [m/min]
vf - Velocidade de avanço [mm/min]
Aα - Superfície de folga principal
Aα’ - Superfície de folga secundária
Fc - Força de corte [N]
Ff - Força de avanço [N]
FP - Força passiva [N]
FU - Força de usinagem [N]
Ks - Pressão específica de corte [N/mm²]
Pf – Plano de trabalho
Ra - Rugosidade média [μm]
Rc - Grau de recalque [-]
Rl - Raio de curvatura lateral [mm]
Rz - Rugosidade máxima [μm]
R0 - Raio de curvatura do cavaco antes da quebra [mm]
R1 - Raio de curvatura depois da quebra [mm]
Si – Silício
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Letras Gregas
βn - ângulo de cunha normal [°]
γn - Ângulo de saída normal [°]
γ0 - Ângulo de saída ortogonal (ou secundário) [°]
λs - ângulo de inclinação da aresta de corte [°]
ρ - ângulo de atrito entre a interface cavaco/ferramenta [°]
σz - tensão normal [N/mm²]
ϕ - ângulo de cisalhamento [°]
χR - Ângulo de posição da aresta principal de corte [°]
χR’ - Ângulo de posição da aresta secundária de corte [°]
Siglas
ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas
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SUMÁRIO
CAPÍTULO 1 ............................................................................................................. 17 INTRODUÇÃO .......................................................................................................... 17 CAPÍTULO 2 ............................................................................................................. 19 REVISÃO DA LITERATURA ..................................................................................... 19
2.1. Ferros Fundidos ........................................................................................... 19 2.1.1. Ferro Fundido Nodular ........................................................................... 19 2.1.2. Ferro Fundido Nodular Austemperado .................................................. 20
2.2. O processo de torneamento ......................................................................... 24 2.3. Mecanismo de formação do cavaco ............................................................. 28 2.4. Forças de Usinagem .................................................................................... 33
2.4.1. Força de corte........................................................................................ 35 2.4.2. Força de avanço e passiva .................................................................... 37
2.5. O processo de torneamento do ADI ............................................................. 39 2.6. Integridade Superficial .................................................................................. 41
2.6.1. Rugosidade ........................................................................................... 42 2.7. Tensão Residual .......................................................................................... 43
2.7.1. Influência dos parâmetros de torneamento na tensão residual ............. 46 2.7.2. Aresta de corte ...................................................................................... 46 2.7.3. Avanço, velocidade de corte e profundidade de corte ........................... 47 2.7.4. Técnicas de medição de tensão residual ............................................... 47
CAPÍTULO 3 .......................................................................................................... 49 PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL ..................................................................... 49 3.1 Material ........................................................................................................ 49 3.2 Corpo de prova ............................................................................................ 50 3.3 Tratamento térmico ...................................................................................... 52 3.4 Caracterização do material fundido após tratamento térmico ...................... 53 3.5 Equipamentos-Ferramentas ......................................................................... 55 3.6 Ferramentas de corte ................................................................................... 55 3.7 Esforços de corte ......................................................................................... 57 3.8 Rugosidade Média (Ra) e Rugosidade Máxima (Rz) ................................... 58 3.9 Ensaio de micro dureza ................................................................................ 58 3.10 Planejamento estatístico ........................................................................... 59 3.11 Planejamento Experimental do ensaio de Torneamento .......................... 61
3.11.1 Parâmetros constantes ....................................................................... 62 3.11.2 Variáveis de controle e resposta ........................................................ 62
3.12 Análise da micro dureza............................................................................ 63 CAPÍTULO 4 .......................................................................................................... 65 RESULTADOS E DISCUSSÃO ............................................................................. 65 4.1 Caracterização do material .......................................................................... 65 4.2 Teste de normalidade dos dados ................................................................. 66 4.3 Análise das forças de usinagem .................................................................. 66
4.3.1 Força de corte........................................................................................ 66 4.3.2 Força de avanço .................................................................................... 68 4.3.3 Força passiva ........................................................................................ 70
4.4 Análise da Integridade Superficial ................................................................ 71 4.4.1 Rugosidade Máxima (Rz) ...................................................................... 71
16
4.4.2 Rugosidade Média (Ra) ......................................................................... 72 4.4.3 Morfologia dos cavacos ......................................................................... 74
4.5 Micro dureza ................................................................................................ 74 CAPÍTULO 5 ............................................................................................................. 80 CONCLUSÕES ......................................................................................................... 80 CAPÍTULO 6 ............................................................................................................. 82 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ........................................................ 82 CAPÍTULO 7 ............................................................................................................. 83 REFERENCIAL BILIOGRÁFICO ............................................................................... 83
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CAPÍTULO 1
INTRODUÇÃO
O ferro fundido nodular austemperado, mundialmente conhecido por
Austempered Ductile Iron (ADI), é um ferro fundido nodular tratado termicamente. A
sua estrutura é composta de ferrita acicular e austenita estável com alto teor de
carbono denominada de ausferrita.
O ferro fundido nodular austemperado apresenta elevada resistência mecânica,
superior a dos aços carbonos e forjados, ductilidade inferior a dos aços, mas muito
superior às demais classes de ferros fundidos. Essas propriedades mecânicas
obtidas no ferro fundido nodular austemperado são fruto da interação da qualidade
da peça fundida, do controle da composição química e de um tratamento térmico
cuidadoso.
Atualmente é utilizado em quase todos os segmentos, desde indústria
automotiva, ferroviária e bélica, além de aplicado em equipamentos para mineração,
terraplanagem, construção civil e agricultura.
O processo de torneamento pode ser definido como a remoção de material de
uma peça girante através da utilização de ferramentas de corte fixa em uma única
região. A ferramenta retira material da peça através do processo de cisalhamento,
que possue alta taxa de deformação e elevada temperatura.
A principal limitação técnica do ferro fundido nodular austemperado é atribuída
a sua usinabilidade ser relativamente baixa no estado austemperado, o que se deve
ao endurecimento por deformação que ocorre pela transformação da austenita,
característica da microestrutura do nodular austemperado, que afeta as etapas do
processo de usinagem.
Em muitas classes de ADI os componentes são geralmente pré-usinados antes
do tratamento térmico de austêmpera e após tratamento térmico realiza o
acabamento. A usinagem antes do tratamento térmico de austêmpera não é
desejável, pois poderá gerar custo logístico de transporte do material até a empresa
que ira realizar o tratamento de austêmpera. Geralmente a empresa que realiza a
usinagem não é a mesma que realiza o tratamento térmico.
18
Este trabalho tem por fim investigar a influência dos parâmetros de corte no
torneamento do ferro fundido nodular austemperado. Serão investigados os níveis
dos componentes da força de usinagem através de um planejamento fatorial.
Também será investigada a morfologia dos cavacos formados e a influência dos
parâmetros de corte na integridade superficial através da análise da rugosidade e da
tensão residual.
O trabalho esta dividido da seguinte forma:
Capítulo 1: Introdução.
Capítulo 2: Revisão Bibliográfica contendo tópicos essenciais à compreensão
do assunto, entre os quais: contextualização do ADI, processo de
torneamento, processo de formação de cavacos, forças de usinagem e
integridade superficial.
Capítulo 3: Procedimento experimental adotado no trabalho. São descritos,
materiais, ferramentas e máquinas utilizadas; técnicas estatísticas adotadas,
variáveis de controle e de resposta e métodos de medição e controle de tais
variáveis;
Capítulo 4: Resultados e discussão. São apresentados os resultados obtidos
através de um planejamento fatorial e gráficos, bem como de uma discussão
descritiva baseada na revisão bibliográfica.
Capítulo 5: Conclusões.
Capítulo 6: Sugestões para trabalhos futuros.
Capítulo 7: Referencial Bibliográfico.
19
CAPÍTULO 2
REVISÃO DA LITERATURA
2.1. Ferros Fundidos
Pode- se conceituar os ferros fundidos como ligas de Fe-C-Si podendo conter
elementos de liga como Mn, S e P entre outras (GUESSER, 2009). Genericamente
os ferros fundidos são classificados como ligas de Fe-C-Si que contem teores de
carbono geralmente acima de 2%, teor maior que a austenita consegue reter em
solução solida ocasionado carbono livre na forma de veios ou lamelas de grafita
(CHIAVERINI, 2005).
Os ferros fundidos apresentam como principais vantagens as baixas
temperaturas de fusão comparadas com os aços que necessitam de temperaturas
maiores, necessitando assim de menos energia no processo, além de apresentarem
boa usinabilidade e propriedades mecânicas bem definidas.
Os ferros fundidos podem ser classificados em diversas classes de acordo a
composição química e a microestrutura, mas principalmente devido à forma da
grafita, o aspecto da fratura ou devido possuir alguma propriedade mecânica
relevante.
Os principais ferros fundidos podem ser classificados:
Ferro Fundido Cinzento;
Ferro Fundido Branco;
Ferro Fundido Maleáveis;
Ferro Fundido Vermicular;
Ferro Fundido Nodular.
2.1.1. Ferro Fundido Nodular
O ferro fundido nodular recebe este nome por apresentar a grafita em forma de
nódulos ou esferas conforme Figura 2.1, devido à adição de magnésio (Mg) e/ou
20
cério (Ce) que são capazes de modificar a forma e o crescimento da grafita. Sua
fratura apresenta uma coloração prateada.
Figura 2. 1 - Micrografia eletrônica do ferro fundido nodular (SMITH, 1996)
Chaverini (2005) ressalta que os ferros fundidos nodulares são caracterizados
pela elevada dureza, pela ductilidade razoável, excelente resistência e pela boa
usinabilidade. O destaque das propriedades do ferro fundido nodular está no limite
de escoamento que é superior comparado com o ferro fundido cinzento e até
mesmos aços-carbono comuns.
O ferro fundido nodular tem sido utilizado em muitas aplicações estruturais
devido a suas propriedades mecânicas, boa fundibilidade e usinabilidade. Pode se
retratar o uso de ferro fundido nodular em virabrequins, carcaça de bombas, válvulas
e articulações de direção, etc. (TOKTAS, TAYANÇ e TOKTAS; 2006).
2.1.2. Ferro Fundido Nodular Austemperado
Os primeiros experimentos realizados com ferro fundido nodular austemperado,
mais conhecido como ADI da sigla em inglês (Austempered Ductile Iron) foram
publicados nos anos 1960 pela International Harvester (produtores de máquinas
agrícolas e veículos). Nos anos 1970 surgiram pesquisas complementares sobre o
ADI o que permitiu o inicio da produção de peças em séries por fundições norte-
21
americanas, finlandesas e chinesas. Nesse período a fabricação de engrenagens
por ADI teve grande destaque onde antes era fabricado com ferros fundidos
temperados e revenidos (KEIGHLEY LABORATORIES LTD, 2013).
Em pesquisas realizadas por Johansson (1977), foi avaliado o tratamento
térmico de austêmpera no ADI, concluindo-se que neste estado as propriedades
mecânicas eram superiores a qualquer outro tratamento. Segundo Tartera (1986) em
1976 foram instalados conjuntos de engrenagens fabricadas de ADI em 4000
automóveis Pontiac, nesta mesma época houve uma produção limitada de ferro
fundido nodular austemperado pela Europa e América do Sul.
De acordo com Carmo e Dias (2001) a realização dos Simpósios internacionais
nos anos de 1984 e 1986 proporcionou um crescimento em pesquisas sobre ADI,
refletindo em um aumento significativo da produção mundial. A possibilidade de
substituição de aços forjados e cementados por ADI, também auxiliou no seu
desenvolvimento mundial e na fomentação de pesquisas em escala mundial, visto
que esta substituição diminui o custo de produção com a economia de energia.
Nos últimos anos observa se que o ADI tornou-se um importante material de
engenharia, mas diante do seu potencial de mercado pode dizer que seu
crescimento é baixo. Esse baixo crescimento deve se a vários fatores tais como:
Exigência de alto controle da composição química e estrutura bruta de
fundição para que o ADI tenha as propriedades mecânicas exigidas;
Falta de equipamentos das fundições para realização do tratamento térmico;
Alto custo do tratamento térmico de austêmpera para o ferro fundido nodular.
O ADI constitui uma moderna classe de ferro fundido obtido por meio do
tratamento de austêmpera realizado em um ferro fundido nodular. A composição
química do ADI é similar a um ferro fundido nodular convencional, sendo habitual
inserir os elementos Cu, Ni e Mo individualmente ou combinados em peças
fabricadas com espessuras maiores de 12 mm para fornecer temperabilidade da
liga, ou seja, aumenta a janela de processo para que todo o material possa passar
pelo tratamento de austêmpera (DIAS, 2006).
22
O tratamento térmico no ADI é composto por aquecimento da peça até a
temperatura de austenitização, entre 825 a 950°C, permanecendo nesta temperatura
entre 1 a 3 horas. Em seguida a peça é resfriada rapidamente até a temperatura de
austêmpera desejada, geralmente entre 230 a 400°C, por um intervalo de tempo
entre 0,5 a 4 horas. Após a peça é resfriada a temperatura ambiente antes do início
da reação bainítica. A Figura 2.2 ilustra o ciclo de austenitização e de austêmpera
realizado para o tratamento do ferro fundido nodular.
Figura 2. 2 - Ciclo de tratamento térmico para obtenção do ferro fundido nodular austemperado,
superposto a um diagrama tempo, temperatura, transformação (TTT). (DIAS, 2006).
A estrutura formada após o tratamento térmico de austêmpera é comumente
denominada de ausferrita que é composta de ferrita acicular, denotada por α e
austenita estabilizada devido ao alto teor de carbono, denotada por γ Alto C.
O controle minucioso do tempo de austêmpera é muito importante para obter-
se uma estrutura adequada, se o tempo é muito curto, a estrutura ausferrita não é
totalmente enriquecida com carbono, e se o material é austemperado com muito
tempo, surgem estruturas bainítica na microestrutura do material (KLOCKE et. al,
2010).
23
O ferro fundido nodular apresenta várias propriedades que dão a ele um
destaque dentro as classes de ferro fundido. Segundo Franco (2010) o ferro fundido
nodular apresenta elevada resistência mecânica, superior a dos aços carbonos e
forjados, ductilidade inferior a dos aços, mas muito superior as demais classes de
ferros fundidos. Estas propriedades mecânicas obtidas no ferro fundido nodular
austemperado é fruto da interação da qualidade da peça fundida, do controle da
composição química e de um tratamento térmico cuidadoso.
Para Meena e Mansori (2011) essas propriedades conferidas ao ferro fundido
nodular após austêmpera estão fazendo com que diversas peças produzidas
anteriormente por aços forjados e outras classes de ferro fundido sejam produzidas
em ADI.
A produção deste material destina-se a peças utilizadas na construção de
máquinas em geral: na indústria ferroviária como rodas para locomotivas, vagões,
acoplamentos de sapatas de freio; peças de desgaste para máquinas de mineração;
na agricultura, em equipamentos de terraplenagem, indústria automotiva na
fabricação de peças como: suspensão, virabrequins, eixo-comando de válvulas,
bielas, engrenagens, componentes do sistema de suspensão e suportes de
molas de caminhões .
Na Figura 2.3 ilustra coroa, pinhão e virabrequins produzidos de ferro fundido
nodular austêmperado (SORELMETAL, 2002).
Figura 2. 3 - Exemplos de peças: (a) engrenagem em ADI, (b) coroa e pinhão da General Motors e (c)
virabrequim de motor turbo da Ford (SORELMETAL , 2002).
A Figura 2.4 (A) ilustra peças fabricadas em ADI para máquinas agrícolas de
acordo com o centro de desenvolvimento de peças da Fiat na Irlanda (NICOL, 2008).
A Figura 2.4 (B) ilustra um braço de suspensão de trator hidráulico feito de ferro
fundido nodular austemperado (KEOUGH, 2002).
24
Figura 2. 4 - (A) ilustra um braço de suspensão de trator hidráulico – (B) Braço de suspensão em ADI
para trator hidráulico (KEOUGH, 2002).
A dureza média do ferro fundido nodular austemperado é em torno de 300 HB,
bem superior a dos ferros fundidos nodular convencional em torno de 220 HB e dos
aços forjados com 280 HB.
2.2. O processo de torneamento
A operação de torneamento é caracterizada pelo corte do material, através do
movimento de rotação imposto a uma peça e dos movimentos de translação da
ferramenta de corte na superfície da peça a ser fabricada. Para essa operação é
utilizada uma máquina apropriada, denominada torno.
Segundo Shaw (2005), o processo de torneamento pode ser definido como a
remoção de material de uma peça girante através da utilização de ferramentas de
corte fixa em uma única região. A ferramenta retira material da peça através do
processo de cisalhamento, que possue altas taxas de deformações, elevadas
temperaturas.
Para Trent e Wright (2000) o torneamento é a operação de usinagem mais
utilizada em corte de metais. A Figura 2.5 ilustra o torneamento de uma peça.
Figura 2. 5 - Processo de torneamento
25
No processo de torneamento o corte é continuo e pode ser descrito em
coordenadas cilíndricas (coordenadas polares para a seção reta da peça em rotação
e mais uma coordenada de profundidade para designar o movimento da ferramenta).
Nele ocorrem simultaneamente os movimentos da peça e da ferramenta, ou seja,
ocorre o movimento de rotação na peça enquanto na ferramenta ocorre o de
translação.
Além do material da peça e da ferramenta existem dois fatores que determinam
o resultado final de um processo de torneamento, os parâmetros de corte e a
geometria da aresta de corte.
Dentre os parâmetros de corte pode citar a velocidade de corte (Vc), o avanço
(f), a velocidade de avanço (Vf) e a profundidade de corte (ap), como os principais
parâmetros de entrada de um processo de torneamento.
Diniz (2008) define a velocidade de Corte (Vc) sendo a velocidade tangencial
instantânea resultante da rotação da ferramenta em torno da peça. Para o processo
de torneamento, onde se tem peça rotativa, a velocidade de corte é calculada de
acordo a Equação 2.1.
Equação 1- Cálculo da velocida
1000
dnVc
(2.1)
Onde, d é o diâmetro usinado (mm), n a rotação da peça (rotação do eixo-
árvore da máquina, em RPM) e Vc em m/min.
O comportamento mecânico do material pode ser influenciado pela velocidade
de corte, pois quando está aumenta geralmente a temperatura se eleva na região de
corte influenciando no comportamento mecânico do material. A velocidade de corte
está intimamente relacionada com a taxa de formação do material sendo usinado
(Johnson, 1983).
O avanço (f) é o percurso de avanço em cada volta (mm/rot) ou em cada curso
da ferramenta (mm/golpe). O avanço exerce influência sobre a espessura do cavaco
e sobre o acabamento superficial, sendo que para maiores avanços a rugosidade é
aumentada para um mesmo raio de ponta de uma ferramenta.
26
A velocidade de avanço (vf) é o produto do avanço pela rotação da ferramenta
e sua unidade é mm/min. Quando relacionada com a profundidade de corte, exerce
forte influência sobre a produtividade da operação.
A profundidade de corte (ap) é a largura de penetração da ferramenta em
relação à peça, medida perpendicularmente ao plano de trabalho sendo dada em
mm.
A Figura 2.6 ilustra o desenho esquemático dos parâmetros de corte para uma
operação de torneamento cilíndrico externo.
Figura 2. 6 - Parâmetros de corte e superfícies em torneamento cilíndrico externo (FERRARESI, 1977).
A partir dos parâmetros de velocidade de corte, avanço e profundidade de corte
é possível determinar a taxa de remoção de material em cm3/min. conforme ilustra a
Equação 2.2, parâmetro usado para a medição da eficiência da operação.
Equação 2 - Cálculo da taxa de remoção
apfVcQ (2.2)
A geometria da ferramenta é um dos fatores de maior influência no
torneamento. A Figura 2.7 ilustra a geometria básica de uma ferramenta
monocortante que é aquela que contém apenas uma parte cortante (ou elemento
responsável pela geração de cavacos).
27
Figura 2. 7 - Geometria da ferramenta de corte (MACHADO E SILVA, 1999)
• Superfície de saída (Ay) – é aquela na qual o cavaco flui;
• Superfície de folga (Aα) – é a superfície que determina folga entre a ferramenta e a
superfície em usinagem principal;
• Superfície secundária de folga (A´α) – é a superfície que determina a folga
entre a ferramenta e a superfície em usinagem secundária;
• Cunha de corte – é a parte da ferramenta na qual o cavaco se origina, através do
movimento relativo entre a ferramenta e a peça. As arestas que limitam as
superfícies da cunha são arestas de corte, estas podem ser retilíneas, angulares ou
curvilíneas (FERRARESI, 1977);
• Aresta principal de corte (s) – formada pela intersecção das superfícies de saída e
de folga;
• Aresta secundária de corte (s´) – formada pela intersecção das superfícies de
saída e secundária de folga;
• Ponta de corte – local da cunha de corte onde se encontram a aresta principal e a
aresta secundária de corte.
28
2.3. Mecanismo de formação do cavaco
Em todo o processo de usinagem tem-se a formação de cavaco, sendo o
mesmo denominado como um subproduto do processo de usinagem. A forma,
espessura, extensão e tipo de um cavaco serão determinados pelo material a ser
usinado e pelas variáveis envolvidas no processo.
O mecanismo de formação do cavaco tem seu efeito sobre o processo de
torneamento e no desgaste da ferramenta. As diversas variabilidades que ocorrem
durante o corte do material provocam a perturbação da estabilidade. A formação do
cavaco pode ser entendida no torneamento como a remoção de material da peça
para se formar um material de trabalho com dimensões desejadas (BHUIYANN et.
al., 2012).
O mecanismo de formação de cavacos, os tipos de cavacos formados, a taxa
de remoção dos cavacos, a temperatura no processo de formação e o tipo de atrito
entre o cavaco e a ferramenta determinam o desgaste da ferramenta (BHUIYANN et.
al., 2012).
A formação do cavaco, além de provocar o desgaste da ferramenta em alguns
casos, pode vir a provocar a quebra da ferramenta. O desgaste da ferramenta
provoca o aumento do consumo de energia e afeta a qualidade do produto. Para
evitar as dificuldades e incertezas associadas com a formação dos cavacos é
necessário o controle eficaz.
O processo de corte envolve cisalhamento concentrado ao longo de um plano
denominado de plano de cisalhamento. O ângulo formado entre o plano de
cisalhamento e a direção de corte é chamado de ângulo de cisalhamento (φ),
conforme pode ser verificado na Figura 2.8 quanto menor é o ângulo de
cisalhamento maior é a deformação do cavaco que está sendo formado e
conseqüentemente maior são esforços de corte.
29
Figura 2. 8 - Mecanismo de formação do cavaco (MACHADO E SILVA, 1999)
O ângulo de cisalhamento é determinado relacionando valores experimentais
da espessura do cavaco (h’) com os da espessura de corte (h), da forma
apresentada pela Equação 2.3. Equ
ação 3 - Cálculo do ângulo de cisalhamento
cos
sen-/h)h'(Cotg (2.3)
Onde:
= ângulo de cisalhamento;
= ângulo de saída de ferramenta;
O processo de formação do cavaco é descrito em quatro etapas por Ferraresi
(1977): recalque inicial, deformação, ruptura, saída do cavaco:
Recalque inicial: devido à penetração da ferramenta uma pequena porção de
material ainda preso na peça é recalcada contra a superfície de saída da ferramenta;
Deformação: o material recalcado sofre deformação plástica, que aumenta até
que as tensões de cisalhamento sejam suficientemente grandes, causando
deslizamento entre a porção recalcada e a peça, mas sem que tenha uma perda de
coesão. Estes deslizamentos se realizam segundo o plano de cisalhamento;
Ruptura: com a continuação da penetração da ferramenta sobre a peça
ocorrerá uma ruptura total ou parcial do cavaco, no plano de cisalhamento
dependendo da ductilidade do material.
30
Saída do Cavaco: devido ao movimento relativo entre a ferramenta e a peça,
inicia-se um escorregamento da porção de material ciscalhada e rompida (cavaco)
sobre a superfície de saída da ferramenta.
O fenômeno de formação do cavaco é periódico, ou seja, conseqüentemente
as fases se reiniciam.
Pode se definir o grau de recalque (Rc) como quantidade de deformação
sofrida pelo cavaco na zona de cisalhamento primária. O grau de recalque pode ser
relacionado com o raio de curvatura que governa o cavaco. Altos valores de grau de
recalque (Rc) e conseqüentemente, baixos valores de se referem à alta
quantidade de deformação ocorrida no processo. O grau de recalque pode ser
calculado através da Equação 2.4.
Equação 4 - Cálculo do grau de recalque
Vcavaco
Vc
hRc
h' (2.4)
Onde:
h` = espessura do cavaco;
h = espessura de corte;
Vc = velocidade de corte;
V cavaco = Velocidade de saída do cavaco.
Os cavacos podem ser classificados em diferentes tipos e formas de acordo
com a natureza dúctil ou frágil do material usinado e as condições de usinagem
empregadas. Comumente os cavacos são classificados em continuo, de
cisalhamento e de ruptura.
Cavaco contínuo caracteriza-se pelo grande comprimento, independente da
forma. Ocorre principalmente na usinagem de metais dúcteis, sob pequenos e
médios avanços, com altas velocidades de corte e grandes ângulos de saída da
ferramenta. É formado quando o material é recalcado ao chegar à aresta de corte,
sem que, no entanto, ocorra o rompimento deste, deslizando, então, pela superfície
31
de saída da ferramenta. A Figura 2.9 ilustra a morfologia de um cavaco do tipo
continuo.
Figura 2. 9 - Cavaco contínuo (FERRARESI, 1977)
Os cavacos contínuos tendem a complicar a usinagem da peça, provocando a
deterioração da superfície acabada e a quebra da ferramenta de corte. Portanto é
desejada a formação de cavacos mais quebrados para reduzir a probabilidade de
defeitos no processo de usinagem (TANGJITSITCHAROEN, 2009).
Os cavacos de cisalhamento são formados por lamelas justapostas bem
distintas. Segundo Ferraresi (1970) os elementos do cavaco são cisalhados na zona
de cisalhamento primária e logo em seguida, parcialmente soldados. As causas de
sua formação são aumento da deformação e diminuição da resistência do material,
vibrações externas e heterogeneidades da estrutura cristalográfica da peça.
Também podem decorrer, dependendo do material da peça, de grandes avanços,
alterações nas velocidades de corte e pequenos ângulos de saída.
Para Sutter e List (2012) o cavaco de cisalhamento também é considerado
como um aspecto crítico devido a variações periódicas nas forças de corte aumento
das taxas de desgaste da ferramenta e da degradação do acabamento da superfície
usinada. A Figura 2.10 ilustra a morfologia de um cavaco do tipo de cisalhamento.
Figura 2. 10 - Morfologia do cavaco de cisalhamento (FERRARESI, 1977)
32
O cavaco de ruptura é formado por fragmentos arrancados da peça usinada.
Em geral, o ângulo de saída apresenta-se com valores pequenos, nulos ou
negativos. Forma-se na usinagem de materiais frágeis ou de estrutura heterogênea,
como o ferro fundido ou latão. A Figura 2.11 ilustra a morfologia de um cavaco do
tipo ruptura.
Figura 2. 11 - Morfologia do cavaco de ruptura.
Não há como distinguir perfeitamente o cavaco contínuo com o de
cisalhamento. Sabe se que dependendo das condições de usinagem: avanço,
velocidade de corte, ângulo de saída pode-se passar de um tipo para outro.
De acordo com a norma ISO 3685 (1993), os cavacos contínuos e de
cisalhamento podem ser classificados conforme Figura 2.12.
Figura 2. 12 - Formas de cavacos produzidos na usinagem dos metais (ISO 3685, 1993)
33
Os cavacos de ruptura não são classificados uma vez que são muito pequenos.
Diniz (2008) ressalta ainda como desvantagens do cavaco em fita:
Probabilidade de machucar o operador ao atingi-lo;
Dificuldade de armazenamento por ocupa mais volume;
Maiores esforços de corte, temperatura de corte;
Parada constante do equipamento para limpeza.
Geralmente materiais frágeis tendem a formar cavacos do tipo de ruptura, já os
materiais dúcteis tendem em formar cavacos contínuos e longos.
Os parâmetros de usinagem também podem exercer influência sobre o tipo de
cavaco formado. O parâmetro que mais influencia na forma do cavaco formado é o
avanço. A profundidade de corte também tem influência, mas, numa proporção
menor (MACHADO e Da SILVA, 2004). A Figura 2.13 ilustra a influência desses dois
parâmetros.
Figura 2. 13 - Efeito do avanço e da profundidade de corte na forma dos cavacos (SMITH, 1989)
2.4. Forças de Usinagem
O estudo da força de usinagem é de suma importância para o processo de
usinagem, pois através dela é realizada a definição de importantes parâmetros do
processo. Ela afeta a potência de corte, a tolerância dimensional, temperatura de
corte e desgaste da ferramenta.
34
A força de usinagem pode ser definida como a resultante de força total que
está atuando sobre a cunha cortante de uma ferramenta. A força de usinagem é
decomposta em componentes devido à dificuldade de se compreender a sua direção
e sentido. As principais componentes da força de usinagem são: força de corte (Fc),
força de avanço (Ff) e força passiva (Fp), conforme pode ser verificado na Equação
2.5.
Equação 5 - Cálculo da força de usinagem
222 FpFfFcFu (2.5)
A Figura 2.14 ilustra a projeção das forças de usinagem no plano de trabalho e
no plano efetivo de referência.
Figura 2. 14 - Forças de usinagem para o torneamento oblíquo (FERRARESI, 1977)
As componentes da força de usinagem podem ser influenciadas pelos
parâmetros do processo, material da peça, geometria e material da ferramenta. A
atuação do material da ferramenta sobre a força de usinagem se dá principalmente
por causa do coeficiente de atrito entre o cavaco e o material da ferramenta,
principalmente sobre a força passiva e de avanço.
A força de usinagem geralmente é diminuída pelo desgaste da cratera sobre
a face da ferramenta, visto que este desgaste leva a formação de um ângulo de
saída mais positivo. O desgaste do flanco leva a um aumento na força de usinagem
devido ao aumento da superfície de atrito entre a peça e a superfície de incidência.
35
2.4.1. Força de corte
A força de corte é a projeção da força de usinagem sobre a direção de corte
dada pela velocidade de corte. É também conhecida como força principal.
A análise da força de corte é de suma importância, pois é através dela que é
realizada a estimativa da potência requerida para o projeto de máquinas operatrizes,
suportes e fixação de ferramentas (TRENT e WRIGHT, 2000).
Segundo Lin e Lian (2010) para aumentar a produtividade e reduzir custos de
produção no processo de usinagem, tem se utilizados máquinas CNC, que exigem
trabalhar com altos parâmetros de corte, principalmente profundidade de corte e
avanço. O uso destes altos parâmetros de corte provoca aumento da força de corte
que resulta em desgaste da ferramenta, redução na precisão e rugosidade
superficial. Portanto faz se necessário o controle da força de corte no processo de
torneamento.
Lin e Lian (2010) ainda retratam que a força de corte é função das
propriedades do material, da profundidade de corte, da taxa de avanço e ferramenta
de corte.
A força de corte tem uma influência direta sobre a pressão específica de corte,
consumo de energia, desgaste da ferramenta e geração de calor. A fim de alcançar
boa usinabilidade e para melhorar a qualidade do produto, é desejável ter um valor
mínimo de força de corte e rugosidade da superfície. No entanto, o requisito de uma
combinação ótima dos parâmetros de corte é diferente para cada um desses
aspectos e depende do tipo de material a ser usinado (FETECAU e STAN; 2012).
Pode-se calcular a força de corte de acordo a Equação 2.6.
Equa AKsFc (2.6)
Onde:
Ks é pressão específica de corte em N/mm²;
A é área da seção transversal de corte em mm² e pode ser calculado através da
multiplicação f x ap.
36
A força de corte é expressa em Newton (N). Pode-se calcular o valor de Ks,
pela fórmula proposta pela Sandvick, de acordo a Equação 2.7.
Equação 6 - Cálculo da pressão específica de corte
29,0
04,0 )04,0
(h
KsKs (2.7)
Vários fatores podem influenciar na força de corte. O material da peça é um
fator que pode influenciar na força de corte. Geralmente ela cresce com o aumento
da dureza do material, do teor de carbono e da resistência do material que está
sendo usinado.
O material da ferramenta em geral não provoca influência na força de corte
exceto em alguns materiais que possuem afinidade com o material a ser usinado
provocando uma zona de aderência aumentando assim a força de corte. Alguns
revestimentos tendem em reduzir a força de corte, devido à redução do atrito nas
interfaces.
O aumento do avanço provoca um aumento na área de secção de corte, mas
provoca também uma redução nos valores da pressão específica (Ks), portanto
quando o avanço cresce, a força de corte também cresce, mas não na mesma
proporção uma vez que ocasiona a diminuição da pressão específica (Ks).
Em velocidades de corte que não têm a formação de APC (aresta postiça de
corte) o aumento da velocidade de corte (Vc) tende em diminuir a força de corte,
através da redução Ks.
O desgaste flanco da ferramenta (VB) provoca aumento da Fc, pois gera um
aumento da área de contato do cavaco-ferramenta, refletindo em um aumento no
atrito. Porém, este aumento pode não ser constante. Para o caso particular onde
ocorra desgaste de flanco combinado com desgaste de cratera ocorre o predomínio,
em diferentes momentos da vida da ferramenta, de diferentes tipos de desgaste, o
que faz com que a força de corte varie de forma distinta do que se observa quando
ocorre apenas VB.
37
2.4.2. Força de avanço e passiva
A força de avanço (Ff) é a projeção da força de usinagem Fu sobre a direção
de avanço. A força passiva (Fp) ou força de profundidade é a projeção da força de
usinagem Fu sobre uma perpendicular ao plano de trabalho.
Alguns fatores que exercem influência sobre a força de corte também exercem
sobre a força passiva e de avanço, porém alguns parâmetros como a velocidade de
corte e alguns ângulos da ferramenta tem influência maiore na força passiva e de
avanço do que na força de corte (DINIZ, 2008).
Os ângulos de posição (χr) e de inclinação (λs) e o raio de ponta da ferramenta
são os parâmetros da geometria da ferramenta que mais influencia na força de
avanço e passiva. Na Figura 2.15, a influência do ângulo de posição na força
passiva e força de avanço são evidentes, com o crescimento do ângulo χr, gerando
um aumento na força de avanço, enquanto com a força passiva ocorre o contrário.
Figura 2. 15 - Influência de Xr nas forças de avanço e passiva (DINIZ, 2008)
O aumento da velocidade de corte ocorre na força de avanço e passiva uma
variação ainda maior do que aquela observada na força de corte. A Figura 2.16
ilustra a influência da velocidade de corte nas forças de avanço e passiva.
38
Figura 2. 16 - Influência da Vc nas forças de avanço e passiva (FERRARESI, 1970).
A variação do ângulo de inclinação reflete inversamente na força passiva,
fazendo com que esta aumente quanto menor forem os valores assumidos,
conforme pode ser verificado na Figura 2.17.
Figura 2. 17 - Influência do ângulo de inclinação na força passiva (DINIZ et. al., 2008)
Quanto maior for o raio de ponta da ferramenta, menor é à força de avanço e
maior a força passiva, conforme pode ser verificado na Figura 2.18.
39
Figura 2. 18 - Influência do raio de ponta de ferramenta nas forças de avanço e passiva (DINIZ et. al.,
2008)
2.5. O processo de torneamento do ADI
As pesquisas em usinagem de ADI aumentaram muito devido à alta dureza,
que traz muita dificuldade em sua usinagem (SEAH e SHARMA, 1994).
É recomendado que na usinagem do ADI, sejam seguidos os mesmos
parâmetros utilizados para usinar os ferros fundidos de alta resistência. Segundo
Kennametal (2009) a vida da ferramenta diminui com o aumento da dureza.
Um fator importante que causa redução da usinabilidade do ADI é a
microestrutura, devido à presença de austenita com alto teor de carbono, ao sofrer
deformação durante a usinagem a mesma se transforma em martensita (MEENA e
MANSORI, 2011).
Em muitas classes de ADI os componentes são geralmente pré-usinados antes
do tratamento térmico de austêmpera e após tratamento térmico realizado o
acabamento. A usinagem do ADI após o tratamento de austêmpera é altamente
desejável, porque pode economizar tempo e reduzir os custos de usinagem
(KATUKU et. al., 2010).
A usinagem do ADI deve seguir uma das três estratégias (CAKIR, 2005):
Usinagem completa antes do tratamento térmico;
Operações de desbaste antes e acabamento depois do tratamento térmico;
Usinagem completa depois do tratamento térmico.
40
Quando se realiza a usinagem antes do tratamento térmico, possibilita a
flexibilidade do uso dos parâmetros de usinagem, ou seja, pode-se utilizar avanços e
velocidades de corte maiores. A grande desvantagem é que neste tipo de operação
quase sempre é preciso realizar operação de acabamento após tratamento térmico
devido a questões dimensionais.
A operação de desbaste antes do tratamento e acabamento após também
apresenta grande desvantagens, uma vez que as empresas que realizam a
usinagem geralmente não são as mesmas que fazem o tratamento de austêmpera,
pelo mesmo ser caro e exigir grande controle das variáveis. Este fator gera um custo
logístico para as empresas que tem que usinar a peça enviar para tratar e retornar
com ela para a realização do acabamento, para posteriormente enviar para o cliente.
A usinagem completa do material após o tratamento térmico é o mais desejado,
pois proporcionam redução do tempo de fabricação e do custo. Atualmente com
ferramentas com elevadas resistências o processo de usinagem permite a usinagem
de materiais com elevadas durezas.
De acordo com Klocke e Klöpper (2006) a usinagem do ADI apresenta uma
dificuldade por ser um material endurecido além da transformação da austenita em
martensita durante o processo de usinagem.
Entre as classes de ferro fundido nodulares, os austemperados são os que
mais tendem a apresentar desgaste de cratera na ferramenta, o que pode ocasionar
a quebra da mesma (GUESSER, 2009).
Klocke e Klöpper (2006) recomendam algumas ações na usinagem do ADI:
É recomendado que o torneamento, fresamento e furação do ADI seja
realizado com ferramentas de metal duro do grupo K. Em algumas situações
podem ser utilizadas ferramentas de cerâmica.
A velocidade de corte deve ser reduzida, o avanço deve ser maximizado
dependendo da rigidez da máquina. No torneamento a velocidade de corte
exerce grande influência na vida da ferramenta.
Devido a altas temperaturas desenvolvidas em operações de corte contínuo,
deve se empregar refrigeração.
41
Em operação de corte descontínuo sem refrigeração tende apresentar maior
vida da ferramenta. Isto ocorre, pois neste tipo de operação com refrigeração
tende ocorrer choques térmicos e trincar a ferramenta.
2.6. Integridade Superficial
A fabricação de produtos dentro da tolerância dimensional e acabamento
superficial especificados constituem fatores determinantes na concepção de
qualquer produto. Portanto há necessidade de planejar o processo de produção de
componentes, pois erros poderão vir a refletir em custos de produção (BENO et. al.,
2013).
Os processos de manufatura geralmente produzem peças ou produtos com
superfícies que se caracterizam em termos de topografia e material, sendo que estes
influenciam no desempenho do material ou peça. Superfícies de desbaste tendem a
apresentar um baixo desempenho funcional. Se o processo de manufatura também
não apresentar como resultante a geração de tensão residual de compressão, o seu
desempenho funcional também será baixo.
O termo integridade superficial descreve a natureza ou condição da superfície
usinada, sendo a rugosidade da superfície e também as características da superfície
e das camadas diretamente abaixo desta.
Uma superfície usinada é resultado da influência de deformações plásticas,
ruptura, recuperação elástica, geração de calor, vibração, tensões residuais e, às
vezes, reações químicas (MACHADO et. al., 2009). O diagrama da Figura 2.19
ilustra as alterações possíveis em superfícies usinadas.
Figura 2. 19 - Classificação da integridade superficial (adaptado de Machado et. al., 2009)
42
Para obtenção de uma superfície com alto desempenho de integridade
superficial, faz se necessário a aplicação multidisciplinar como a metalurgia,
usinagem e testes mecânicos.
2.6.1. Rugosidade
Pode se definir o termo rugosidade em um processo de usinagem, como sendo
as irregularidades finas ou erros micro-geométricos em uma superfície resultante da
ação do processo de corte. A rugosidade superficial é utilizada para controlar o
processo de fabricação sendo avaliado por aparelhos eletrônicos, como exemplo o
rugosímetro.
A rugosidade superficial pode ser influenciada por vários parâmetros de
usinagem. Segundo Machado et al. (2009) a rugosidade é influenciada pelo material
da peça a ser usinada, ferramenta, condições de corte (avanço, velocidade de corte,
fluídos etc.), rigidez da máquina-ferramenta, vibrações, etc.
O avanço é o parâmetro de corte que mais influencia na rugosidade, sendo o
mesmo utilizado para calcular a rugosidade média teórica. A profundidade de corte
não apresenta muita influência, exceto para profundidades de corte maiores que 1
mm e tende a provocar uma redução na rugosidade.
Em velocidades de corte que apresentam a formação aresta postiça de corte
(APC), geralmente em valores de velocidade de corte baixo a rugosidade é alta.
Para valores onde não há formação de APC a rugosidade quase não é influenciada
pela velocidade de corte (FERRARESI, 1970).
A rugosidade também é influenciada pelo desgaste da ferramenta, sendo que
este provoca um aumento da temperatura progressivamente, força de corte e
potência consumida. As dimensões da superfície usinada com uma ferramenta
desgastada se alteram provocando uma piora significativa na qualidade superficial.
Pequenos avanços, altas velocidade de corte, utilização de fluídos de corte,
ferramentas com pontas arredondadas e ângulos de saída elevados, constituem
fatores que podem melhorar o acabamento superficial no torneamento com
ferramentas de corte simples (Shouckry, 1982).
43
Existem várias fórmulas de mensurar a rugosidade de uma peça, dentre eles a
rugosidade média (Ra) e rugosidade máxima (Rz).
2.7. Tensão Residual
Tensão residual são as tensões que permanecem em um componente mesmo
quando este esteja livre de forças externas ou gradientes de temperatura. Essas
tensões residuais podem ser oriundas de um processo de fabricação ou de
solicitações a qual o mesmo foi submetido sendo classificadas como de origem
mecânica, térmica ou química.
O processo de usinagem se constitui uma fonte de geração de tensão residual
no material.
Liu e Barach (1982) classificam as tensões residuais em duas linhas conforme
a sua origem: a tensão residual mecânica e contingente.
As propriedades mecânicas dos materiais como, fadiga, estabilidade
dimensional, resistência a corrosão, resistência a fratura, distorção podem sofrer
influência pelas tensões residuais. Tais efeitos geralmente trazem consideráveis
despesas de reparos e restauração de peças, equipamentos e estruturas. Portanto a
análise de tensões residuais é uma obrigatoriedade em um projeto de peças e
elementos estruturais.
Pesquisas apontam como principais influências na geração de tensões
residuais nos processos de usinagem os parâmetros de corte, material e geometria
da ferramenta e natureza do material usinado.
As tensões residuais podem afetar as propriedades mecânicas do material e
sua estrutura causando falhas estruturais, diminuindo o comportamento de corrosão
(no caso de tensões residuais elásticas), mas pode ter efeitos benéficos como o
aumento do limite de fadiga, no caso de tensões superficiais compressivas
(MEDEIROS, 2003).
A transformação de fase térmica, deformação plástica mecânica e a
deformação termo/plástica constituem modelos de geração de tensão residual
(GriFfiths, 2001).
A tensão residual mecânica é causada pelo escoamento plástico não
homogêneo, causado por forças externas ou gradiente térmico, efeito de orientação
44
cristalina, do contorno de grão, entre outros efeitos mecânicos. A usinagem constitui
um exemplo de tensão residual de origem mecânica. A tensão residual contingente é
aquela gerada por efeito químico ou estrutural, transformação de fase, efeito térmico
causando relativa expansão entre diferentes constituintes, entre outros efeitos
químicos e estruturais. A cementação é um exemplo de tensão residual contingente.
As tensões residuais podem ser classificadas em tensões trativas e
compressivas conforme pode ser ilustrado na Figura 2.20. As tensões trativas
podem facilitar a nucleação de trincas levando a falha por fadiga mecânica, quando
são submetidas a esforços mecânicos cíclicos. No entanto, as tensões compressivas
são benéficas uma vez que elas tendem a interromper a propagação de trincas
existentes no material (Bianch et. al., 2000).
Figura 2. 20 - Natureza das tensões residuais: trativas e compressivas.
Para Wagner e Luetjering (1981) as tensões residuais trativas podem ser
maléficas, pois podem somar as tensões trativas que um componente pode sofrem
em sua aplicação iniciando o crescimento de uma trinca rapidamente. Em
componentes com tensões compressivas expostos a tensões trativas em sua
aplicação, a operação e a direção de carregamento trativo, reduzem o nível de
tensão aplicada e inibem a iniciação e a propagação de trincas, uma vez que a
tensão do material é subtraída à de aplicação do componente, tendo uma resultante
menor.
O processo de usinagem pode provocar tensões residuais em materiais devido
à deformação plástica da camada superficial, ação mecânica da ferramenta e o
aquecimento local durante a usinagem, sendo que esta temperatura pode assumir
valores bem altos provocando até a transformação de fase de algumas ligas. Cullity
45
(2001) orienta que a distribuição final das tensões residuais em um processo de
usinagem depende da velocidade de aquecimento e das características da
ferramenta.
Segundo Agrawal e Joshi (2013) o processo de usinagem provoca uma
indesejável indução de tensões residuais nas superfícies trabalhadas. O estresse
pode afetar diretamente a vida de fadiga, resistência à corrosão do componente.
A Figura 2.21 ilustra a origem da tensão residual de tração obtida quando um
material dúctil é usinado. Um elemento mn no nível da superfície acabada estará
sujeito a tensão compressiva antes de alcançar a aresta de corte. No caso de um
material dúctil, a grande quantidade de energia de deformação estará armazenada
no elemento mn e ao passar pela ponta da ferramenta a energia armazenada
será liberada. Se esta energia de deformação é suficientemente alta (grande
espessura do cavaco não deformada e ferramenta sem corte) e rapidamente
liberada (alta velocidade de corte), a expansão de mn com a passagem da
aresta de corte poderá crescer de modo que resulte em uma tensão residual
de tração.
Figura 2. 21 - Carregamento e descarregamento com as passadas da ferramenta abaixo da superfície
do metal (Shaw, 2005).
V: Velocidade de corte; m,n: tensão residual compressiva no nível da superfície usinada; m1,n1:
tensão residual compressiva abaixo da superfície usinada; m`,n`: tensão residual de tração no nível da superfície usinada; m`1,n`1: tensão residual de tração abaixo da superfície usinada.
A tensão de tração deverá diminuir com a profundidade abaixo da superfície,
mas menos rapidamente para uma ferramenta sem corte ou uma com um pequeno
ângulo de folga. Para uma alta integridade superficial é importante que a camada
encruada não esteja presente na superfície acabada, ou que, seja realizada uma
operação de acabamento que remova completamente este defeito.
46
Para aços de baixa dureza a tensão residual na superfície é de tração
enquanto em aços de alta dureza é de compressão.
A Tabela 2.1 ilustra a faixa de tensão residual produzida por uma gama de
processos de manufatura segundo Griffiths (2001).
Tabela 2. 1 - Tensão residual produzidas por alguns processos de usinagem (GRIFFITHS, 2001)
2.7.1. Influência dos parâmetros de torneamento na tensão residual
A tensão residual gerada em um processo de torneamento se origina de
deformações plásticas ou por transformação da microestrutura.
2.7.2. Aresta de corte
A ação da ponta da ferramenta contra a peça durante o torneamento gera
deformação plástica no material usinado na região de corte, assim como os atritos
entre a ferramenta e o cavaco, o cavaco e a peça geram variações térmicas que
provocam transformações.
A geometria da aresta de corte exerce grande Influência na geração de tensão
residual. Em geral aresta de corte chanfrada e arredondada é a melhor condição
para geração de tensão residual de compressão (HUA et. al.; 2006).
47
2.7.3. Avanço, velocidade de corte e profundidade de corte
Segundo Javidi et. al. (2008) o avanço (f) é o parâmetro de usinagem que mais
exerce influência na geração de tensões residuais de compressão.
Para a profundidade de corte (ap) e a velocidade de corte não há um consenso
sobre a sua influência na geração de tensões residuais. Dahlman et. al. (2004) em
sua pesquisa não encontrou nenhuma influência da profundidade de corte na
geração de tensão residual, já Bordinassi (2006) em sua pesquisa relatou que a
profundidade de corte influenciou na geração de tensão residual. Em pesquisas
realizadas em operação de torneamento de aços endurecidos, Rech e Moisan
(2003), relataram forte influência da velocidade de corte na geração de tensão
residual de compressão, já Gunnberg et al. (2006) relata que a velocidade de corte
influenciou gerando tensões residuais de tração em sua pesquisa.
2.7.4. Técnicas de medição de tensão residual
Existem diversas técnicas qualitativas e quantitativas para analisar tensões
residuais. Elas podem ser divididas em destrutivas, semi-destrutivas e não
destrutivas.
A indentação é uma técnica geral que tem como objetivo básico medir a dureza
de um material. Há vários métodos de medição de dureza, tais como Vickers,
Rockwell, Brinell, Knoop, dentre outros. A indentação está bem difundida e
fundamentada, pois há vários estudos nesta área a fim de caracterizar o material nas
mais diversas vertentes, ou seja, a indentação esta sendo utilizada para determinar
as propriedades mecânicas, tensões residuais, resistência a fratura, dentre outros
(SUTERIO, 2002).
O método de ensaio de indentação vem sendo empregado para medir tensão
residual. Em penetradores piramidais (indentação Vickers), a dureza em materiais
cristalinos geralmente aumenta com a diminuição da profundidade de penetração
(SWADENERA; GEORGEA; PHARRA, 2002). Espera-se que um material
deformado, submetido a um ensaio de dureza superficial, apresente um resultado
diferente do resultado do mesmo ensaio em um material não deformado. Se a
48
natureza das tensões residuais na superfície forem trativas, o ensaio apresentará um
valor menor para a dureza superficial em relação ao material não deformado. Em
caso contrário, sendo compressivas as tensões residuais na superfície, a penetração
será mais difícil e o resultado do ensaio apresentará valores maiores (Bocciarelli e
Maier, 2006).
49
CAPÍTULO 3
PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
Os procedimentos experimentais foram realizados no Laboratório de Processos
de Fabricação por Usinagem da Universidade Federal de São João Del Rei, em três
etapas.
Na primeira etapa foi realizado um torneamento cilíndrico externo com
profundidade de corte (ap) de 2 mm. Na segunda fase, procedeu-se a usinagem com
dois passes consecutivos de mesma profundidade de corte, permitindo assim,
avaliar possíveis interações entre os passes. Nestas fases foram analisadas as
forças de corte, de avanço e passiva, rugosidade e morfologia dos cavacos gerados.
Na terceira etapa os corpos de prova usinados nas etapas anteriores foram
preparados, para serem submetidos ao ensaio de micro dureza, onde foi analisado
se houve a geração de tensões residuais.
Para caracterização do material foi realizado ensaio de dureza HC, tração e
micrografia antes da usinagem.
3.1 Material
Na realização deste trabalho para estudo das influências dos parâmetros de
corte na usinagem do ferro fundido nodular austemperado, foi utilizado o ferro
fundido nodular com a composição química descrita na Tabela 3.1.
Tabela 3. 1 - Composição química (% em massa) do ferro fundido nodular austemperado utilizado nos testes
Foi utilizada uma composição química similar as composições utilizadas em
ferro fundido nodular austemperado pelo mercado, os elementos Cu e Ni foram
adicionados para proporcionar a austemperabilidade necessária.
50
3.2 Corpo de prova
Para os ensaios foram confeccionados corpos de prova cilíndricos de ferro
fundido nodular. Foi utilizado um corpo de prova por ensaio, totalizando 24 corpos
de prova para os ensaios de usinagem e mais 03 corpos de prova para
caracterização do material. A Figura 3.1 ilustra as dimensões dos corpos de prova
bruto de fundição.
Figura 3. 1 - Desenho do corpo de prova bruto de fundição
A Figura 3.2 ilustra o corpo de prova bruto de fundição já tratado
termicamente com o tratamento de austêmpera.
Figura 3. 2 - Corpo de prova bruto de fundição
51
Os corpos de prova foram fundidos em um modelo de madeira conforme Figura
3.3.
Figura 3. 3 - Modelo utilizado para fundir os corpos de prova
Para a realização dos experimentos os corpos de prova foram pré-usinados
para homogeneização. Para bloquear a influência da pré-usinagem na preparação
para o ensaio de torneamento, foram utilizados os mesmos parâmetros de usinagem
deixando os mesmos com dimensão final de diâmetro de 57 mm. A Figura 3.4 (A)
ilustra a pré-usinagem dos corpos de prova e (B) os corpos de prova prontos para os
ensaios de torneamento cilíndrico externo.
52
Figura 3. 4 - (a) Usinagem dos corpos de prova para homogeneização. (b) Corpos de prova depois de
homogeneização.
Os ensaios de torneamento nos corpos de prova foram realizados em um
comprimento nominal de avanço (Lf) de 75 mm.
3.3 Tratamento térmico
Os corpos de prova foram submetidos ao tratamento térmico de austêmpera,
após fundição. No tratamento térmico manteve-se o ciclo de austenitização a 900 ºC
por 1,5 horas (DIAS, 2006).
Ainda segundo Dias (2006) os corpos de prova austemperado a 360°C por um
período de 36 minutos, apresentaram menor teor de carbono na austenita, fazendo
com que se torne menos estável, sendo mais susceptível à deformação, gerando
assim tensões residuais. Como é de interesse da pesquisa analisar também este
fenômeno de geração de tensão residual provocado pelo processo de usinagem,
foram adotados tais parâmetros.
O tratamento realizado nestes parâmetros originou uma estrutura ausferrita no
material formada de ferrita acicular grossa e teores elevados de austenita menos
estável. O ciclo térmico utilizado é ilustrado esquematicamente na Figura 3.5.
53
Figura 3. 5 - Representação esquemática do tratamento térmico utilizado
3.4 Caracterização do material fundido após tratamento térmico
Para caracterizar o ferro fundido nodular austemperado quanto às suas
principais propriedades foram realizados os ensaios de dureza, de tração e análise
micrográfica em corpos de prova sem sofrerem o processo de usinagem.
O ensaio de tração foi executado seguindo norma ASTM A536/84 em
equipamento de tração/compressão Emic para cargas até 100 KN pertencente ao
laboratório de ensaios mecânicos da UFSJ. A velocidade de ensaio foi de 2
mm/minutos. A Figura 3.6 ilustra o equipamento utilizado para realizar o ensaio de
tração.
Figura 3. 6 - Máquina de realização do ensaio de tração
54
A Figura 3.7 ilustra o desenho do corpo de prova confeccionado para a
realização do ensaio de tração.
Figura 3. 7 - Desenho do corpo de prova para o ensaio de tração (MANUAL TÉCNICO SENAI)
A dureza dos corpos de prova foi medida no laboratório de ensaios mecânicos
da UFSJ com a utilização de um Durômetro WPM. Foi avaliada a dureza Rocwell C
com penetrador de diamante utilizando uma carga de 150 Kgf. O equipamento
utilizado para a realização das medidas é ilustrado na Figura 3.8.
Figura 3. 8 - Durômetro WPM
A análise metalográfica foi realizada no laboratório Metalográfica da UFSJ com
microscópio óptico Olympus BX 51, com amplificação de 200 vezes, conforme
ilustrado Figura 3.9. As amostras foram lixadas e polidas com alumina sendo após
realizado o ataque de Nital a 2%.
55
Figura 3. 9 - Microscópio ensaio de micrografia
3.5 Equipamentos-Ferramentas
Para a realização dos ensaios de torneamento cilíndrico, foi utilizado um centro
de torneamento ROMI GL 240M com velocidade de avanço rápido longitudinal e
transversal de 30 m/mim, potência máxima do eixo árvore de 15 KW, rotação
máxima de 6000 rpm e CNC Fanuc Oi TD. A Figura 3.10 ilustra o mesmo em
operação.
Figura 3. 10 - Torno Romi GL 240
3.6 Ferramentas de corte
Para os ensaios de usinagem foram utilizadas pastilhas de metal duro da
classe K da Sandvik. Esta classe é indicada para usinagem de materiais frágeis, que
formam cavacos curtos, como os dos ferros fundidos. As mesmas apresentam
geometria básica CNMG 1208 – KR, com superfície de saída lisa e raio de ponta (rε)
56
igual a 0,8mm. A Figura 3.11 ilustra o modelo das pastilhas utilizadas no
experimento.
Figura 3. 11 - Ferramentas utilizadas nos ensaios de torneamento, fabricado pela Sandvick.
Para os experimentos, foi utilizado um porta-ferramenta PCLNL-2020K12,
também da Sandvik o qual possui ângulo de posição XR igual a 95º, ângulos de
saída γo e de inclinação da aresta de corte λs ambos iguais a -6º. O porta-
ferramenta foi montado no dinamômetro por meio de um dispositivo fornecido
juntamente com o mesmo. A Figura 3.12 ilustra a montagem do dinamômetro e
porta-ferramenta no torno para a realização dos ensaios.
Figura 3. 12 - Montagem do dinamômetro e porta-ferramenta no torno.
57
3.7 Esforços de corte
Nesta pesquisa foram monitoradas as forças de corte (Fc), de avanço (Ff) e
passiva (Fp) sendo utilizado um dinamômetro piezoelétrico estacionário com quatro
canais, modelo 9272 da Kistler, um amplificador de sinais 5070A da Kistler e o
software DynoWare também fornecido pela Kistler. O sistema de aquisição de forças
composto por estes equipamentos foi interligado em um microcomputador com
processador Intel Pentium Dual Core 2.2GHz com 2GB de memória RAM. A Figura
3.13 ilustra os sistemas detalhados acima.
Figura 3. 13 - Equipamentos para monitoramento das componentes das forças de usinagem. (a)
Dinamômetro Kistler 9272; (b) amplificador de carga Kistler 5070A.; (c) software kistler DynoWare.
Na Figura 3.14, observa-se o ambiente de trabalho com a respectiva
montagem e organização destinada a realização dos ensaios.
Figura 3. 14 - Centro de trabalho montado para a realização dos experimentos
58
3.8 Rugosidade Média (Ra) e Rugosidade Máxima (Rz)
Após o ensaio de torneamento, foram medidas a rugosidade média (Ra) e
rugosidade máxima (Rz) das superfícies usinadas. As mesmas foram obtidas na
direção perpendicular às marcas de avanço, utilizando-se um rugosímetro portátil
Surftest SJ-400 Mitutoyo, com sensor de ponta de diamante. Foram tomadas três
medidas de rugosidade para cada corpo de prova, espaçadas de 120 º. A Figura
3.15 ilustra a montagem para medições das rugosidades.
Figura 3. 15 - Rugosímetro Surftest SJ-400 Mitutoyo
3.9 Ensaio de micro dureza
Os ensaios de micro dureza foram realizados no Ultra Micro Durômetro DUH-
211S Dynamic Ultra Micro Hardness Tester Shimadzu com força máxima de 500
mN, do laboratório da UFSJ, conforme Figura 3.16. Para os ensaios utilizou-se força
mínima de 1,96 mN, velocidade de leitura de 1,0 mN/seg, e ângulo de ponta do
indentador de 0,070º.
59
Figura 3. 16 - Ultra Micro Durômetro DUH-211S
Nesse ensaio um penetrador de diamante, com geometria piramidal, é forçado
contra a superfície do corpo de prova. A impressão resultante é observada sob um
microscópio e medida. Essa medição é então convertida em um número de índice de
dureza Vickers (HV).
3.10 Planejamento estatístico
Técnicas de planejamento de experimento baseados estatisticamente podem
ser muito úteis no universo da engenharia. Por meio delas, pode se melhorar um
processo de fabricação, auxiliar em processos de desenvolvimento de novos
produtos, através da análise de quais variáveis de controle possuem influência nas
variáveis de resposta.
Neste estudo da análise da influência dos parâmetros de corte nas forças de
usinagem e na integridade superficial no torneamento do ferro fundido nodular
austemperado foi utilizado um planejamento fatorial. O mesmo é utilizado quando
em um experimento há interesse de se verificar a influência de vários fatores na
variável de resposta.
No planejamento fatorial todas as combinações possíveis dos níveis dos
fatores são analisadas, avaliando tanto a influência dos fatores na variável de
resposta, quanto a influência da interação entre eles na variável de resposta.
60
O planejamento fatorial não permite que as conclusões obtidas do efeito de um
fator em diferentes níveis sejam estendidas para níveis não estudados no
planejamento, por se tratar de um modelo de efeitos fixos.
Neste estudo, foram adotado quatro níveis de variáveis de controle regido pelo
modelo matemático da Equação 3.1.
Equação 7 - Modelo de efeitos estatístico do planejamento fatorial
3,2,1
2,1
2,1
2,1
,)()()()(
l
k
j
i
y ijklijkjkikijkjiijkl
(3.1)
onde µ é o efeito total médio, τi é o efeito do i-ésimo nível da variável de controle
velocidade de corte Vc, βj é o efeito do j-ésimo nível da variável de controle avanço f,
γk é o efeito do k-ésimo nível da variável número de passo, (τβ)ij é o efeito da
interação entre Vc e f, (τγ)ik é o efeito da interação entre Vc e número de passo,
(βγ)jk é o efeito da interação entre f e número de passo, (τβγ)ijk é o efeito da
interação entre Vc, f e numero de passo εijkl é o componente de efeito randômico,
sendo l o número de replicações dos experimentos.
Através do planejamento fatorial foram testadas as seguintes hipóteses sobre
igualdade dos níveis das variáveis de controle. Para a velocidade de corte:
0: 210 H (3.2)
0:1 iummenospeloH (3.3)
Sobre a igualdade dos níveis do fator avanço,
0: 210 H (3.4)
0:1 iummenospeloH (3.5)
Sobre a igualdade dos níveis do fator número de passe,
0: 210 H (3.6)
211 : H (3.7)
Além dos efeitos principais, deseja-se testar as seguintes hipóteses sobre a
interação entre as variáveis de controle, Vc x f:
61
jiH ij ,0:0 (3.8)
0:1 ijummenospeloH (3.9)
Sobre a interação entre os níveis dos fatores Vc x P,
jiH ik ,0:0 (3.10)
0:1 ikummenospeloH (3.11)
Sobre a interação entre os níveis dos fatores f x P,
jiH jk ,0:0 (3.12)
0:1 jkummenospeloH (3.13)
Sobre a interação entre os níveis dos fatores Vc x f x P, e
kjiH ijk ,,0:0 (3.14)
0:1 ijkummenospeloH (3.15)
Por meio de uma Análise de Variância (Anova), todas as hipóteses formuladas
foram testadas. Considerando a distribuição dos termos do erro experimental (εijkl)
como normalmente e independentemente distribuídos e com variância constante,
pode-se dizer que as razões dos quadrados médios (QM) são distribuídas segundo a
distribuição F com os respectivos graus de liberdade da fonte de variação e com os
graus de liberdade do erro.
Para cada fonte de variação a hipótese nula é rejeitada se a estatística Fo
calculada se for maior que um valor tabelado F(α;g.l .FV; g.l. Erro), ou seja, quando
o valor P for menor que α, onde α é o nível de significância dos testes. Para todos os
testes foi adotado α igual a 0,05.
Nos casos em que alguma fonte de variação apresenta diferença nas médias
de seus níveis, é necessário identificar quais níveis ou combinação de níveis são
estatisticamente diferentes, para realizar essa análise foi realizado o teste de
contraste.
3.11 Planejamento Experimental do ensaio de Torneamento
O ensaio de torneamento foi realizado em duas etapas visando comparar os
esforços de usinagem, a integridade superficial e a morfologia dos cavacos.
62
Inicialmente foi realizado o ensaio com apenas um passe nos corpos de prova,
sendo mensurados os esforços de corte e coletado os cavacos para análise. Após
foi realizado o ensaio com outros corpos de prova e os mesmos parâmetros, mas
com dois passes de usinagem consecutivos no torneamento, sendo mensurados os
esforços de corte e coletados os cavacos do segundo passe para análise.
3.11.1 Parâmetros constantes
A fim de reduzir o número de ensaios e devido alguns parâmetros do processo
de torneamento não serem significativos para o estudo, foram mantidos constantes.
Os ensaios de torneamento cilíndrico externo foram realizados a seco, com
uma profundidade de corte (ap) igual a 2 mm. Os ângulos de inclinação da aresta de
corte (λs = -6°) e de posição da aresta de corte (Xr = 95°) também foram mantidos
constantes para todos os experimentos, de acordo com o porta-ferramentas
utilizado.
3.11.2 Variáveis de controle e resposta
Foram utilizadas como variáveis de controle o avanço por rotação da
ferramenta (f), a velocidade de corte da ferramenta (Vc) e o número de passes (P).
A Tabela 3.2 apresenta tais fatores bem como seus respectivos níveis.
Tabela 3. 2 - Variáveis de controle utilizadas no ensaio de torneamento.
Foram realizadas três réplicas para obter uma estimativa do erro experimental,
o que é necessário para determinar se as diferenças observadas nas respostas são
estatisticamente significativas. As replicações também permitem obter uma
63
estimativa mais precisa dos efeitos das variáveis de controle nas respostas
estudadas.
As combinações das variáveis de controle estudadas, totalizando 24 variações
para o ensaio de torneamento, os quais foram aleatorizados para garantir que o erro
experimental observado seja uma variável aleatória independentemente distribuída.
Foram avaliadas nos ensaios de torneamento as forças de corte (Fc), de
avanço (Ff), passiva (Fp), e também a rugosidade média (Ra), a rugosidade máxima
(Rz) e a morfologia dos cavacos gerados. A Tabela 3.3 ilustra todas as variáveis de
resposta estudadas.
Tabela 3. 3 - Variáveis de resposta ensaio de torneamento
Variáveis de resposta Unidade Tipo
Força de corte (Fc) N Quantitativa
Força de avanço (Ff) N Quantitativa
Força passiva (Fp) N Quantitativa
Rugosidade média (Ra) μm Quantitativa
Rugosidade máxima (Rz) μm Quantitativa
Tipo e forma do cavaco - Qualitativa
3.12 Análise da micro dureza
A análise da micro dureza (HV) foi realizada nos corpos de prova usinados e
também em corpos de prova sem usinagem, para servir a referência, permitido
assim avaliar a micro dureza e conseqüentemente tensão residual.
A preparação dos corpos de prova para o ensaio de indentação contou
inicialmente com o corte da área nominal usinada em três regiões, no inicio da
usinagem a 145 mm da base (LA), na região mediana do comprimento de usinagem
a 110 mm da base (LB) e no fim do comprimento de usinagem a 80 mm da base
(LC). Estes cortes são ilustrados na Figura 3.17.
64
Figura 3. 17 - Corpo de prova para o ensaio de micro dureza
O seccionamento das amostras para a análise de micro dureza se deu por
meio de disco de corte com lubrificação para preservar as características da
amostra. As mesmas foram embutidas com resina epox posteriormente lixadas e
polidas.
O desenho esquemático e a foto do corpo de prova podem ser observados na
Figura 3.18. Os cortes foram feitos nas três regiões diferentes do corpo de prova
para permitino avaliar o estado da tensão residual nos mesmos, ou seja, se o
processo de usinagem gera tensões residuais diferente no intervalo que
compreende do inicio ao fim da usinagem.
Figura 3. 18 - Amostra de corpos de prova embutidos, lixado e polido para o ensaio de indentação
65
CAPÍTULO 4
RESULTADOS E DISCUSSÃO
A seguir serão apresentados os resultados e discussões dos ensaios de
torneamento do ferro fundido nodular austemperado quando utilizado ferramentas de
metal duro.
4.1 Caracterização do material
De acordo os ensaios realizados para caracterização do ferro fundido nodular
austemperado utilizado neste trabalho, verifica-se uma dureza média de 29 Rocwell
C (HC), com limite de resistência a tração de 850 Mpa e um alongamento de 10%.
A Figura 41 (A) ilustra a micrografia realizada no ferro fundido nodular
austemperado sem ataque, onde são verificados os nódulos de grafita. A Figura 4.1
(B) ilustra a micrografia realizada com ataque de nital a 2%, onde percebe uma
microestrutura típica de um nodular austemperado em temperaturas mais altas.
Figura 4. 1 - (A) Micrografia do ferro fundido nodular sem ataque. (B) Micrografia do ferro fundido
nodular austemperado com ataque nital 2%.
66
4.2 Teste de normalidade dos dados
O teste de normalidade dos dados para as força de corte é ilustrado na Figura
4.2, como P-Valor é maior do que 0,05 conclui que a distribuição é normal permitindo
a análise dos dados através de um planejamento estatístico fatorial.
Fc
Po
rce
nta
ge
m
1600140012001000800600
99
95
90
80
70
60
50
40
30
20
10
5
1
Mean
0,185
1121
StDev 194,5
N 24
AD 0,504
P-Value
Teste de normalidade para a FcNormal
Figura 4. 2 - Teste de normalidade para a Fc
Esta mesma análise foi realizada para todas as variáveis estudadas para
confirmar a normalidade dos dados.
4.3 Análise das forças de usinagem
4.3.1 Força de corte
Na Tabela 4.1 é ilustrado a ANOVA da variável força de corte (Fc) em que se
observa que existe diferença entre a força de corte para as variáveis de influência
estudadas ao nível de significância α igual a 5%. Porém não existe interação entre
as variáveis.
67
Tabela 4. 1 - ANOVA para força de corte.
O efeito da velocidade de corte sobre a força de corte pode ser visto na Figura
4.3 (A). Observa-se uma redução da força de corte com aumento da velocidade de
corte. Este efeito (da velocidade de corte na força corte) é devido ao aumento da
temperatura ocasionando a diminuição da dureza e resistência ao cisalhamento da
deformação do cavaco e o coeficiente de atrito.
A Figura 4.3 (B) ilustra a influência do avanço na força de corte mostrando um
crescimento, porém não proporcional ao do avanço, devido à redução da pressão
especifica de corte (Ks). O aumento do avanço provoca um acréscimo da área de
secção de corte, conforme pode ser verificado na Equação 2.6, simultaneamente, o
aumento do avanço provoca uma redução no valor da pressão especifica de corte,
pela redução do fluxo lateral do cavaco e aumento da velocidade de avanço o que
provoca a redução do atrito fazendo com que o corte seja mais dinâmico.
Quanto ao número de passe pode-se observar um aumento no esforço de
corte, conforme ilustrado na Figura 4.3 (C), porém em percentual da ordem de 13%,
como área de seção de corte foi mantida constante, justifica-se pelo aumento da
resistência específica do material, causada em função do primeiro passe.
68
Figura 4. 3 - Efeitos das Variáveis de Controle na força de corte
A Tabela 4.2 ilustra os valores dos efeitos principais calculados pelo Minitab
das variáveis de controle sobre a força de corte (Fc), para níveis pesquisados. A
variável que mais afetou a força foi o avanço seguido do passe e inversamente
proporcional a velocidade de corte.
Tabela 4. 2 - Valores dos efeitos das Variáveis de controle
4.3.2 Força de avanço
A ANOVA da variável força de avanço (Ff) é ilustrada na Tabela 4.3, onde se
observa que existem diferenças entre a força de avanço para as variáveis de avanço
69
e número de passe ao nível de significância α igual a 5%. Porém não existe
interação entre as variáveis.
Tabela 4. 3 - ANOVA para força de avanço
As variáveis que afetaram a força de avanço foram o avanço e número
de passes da ferramenta, sendo mais significativo o número de passe, pois ao
realizar o segundo passe além do avanço ainda existe o efeito do primeiro passe
sobre o segundo na resistência do material. Esse efeito das variáveis de controle na
força de avanço é ilustrado na Figura 4.4.
Figura 4.4 Efeito das variáveis de controle na força de avanço
70
4.3.3 Força passiva
Utilizando-se a Tabela 4.4 observa-se que as variáveis de influência são
significativas, juntamente com as interações da velocidade de corte com o avanço e,
também, interação tripla entre variáveis de influência.
Tabela 4. 4 - ANOVA para força passiva
Conforme Figuras 4.5 A, B e C, a variável que mais afetou a força passiva foi o
avanço e a maior força passiva ocorre nas condições de avanço máximo e
velocidade mínima, o que pode ser confirmado pelo contraste realizado na Tabela
4.5, o parâmetro velocidade de 200 m/min e avanço de 0,3 mm/rot (Vc1f2) foi o de
maior valor de força passiva sendo diferente de todos outros.
Figura 4.5 - Efeito das variáveis de resposta na força passiva
71
Tabela 4. 5 - Contraste realizado para a interação Vc x f
A condição que provocou menor força passiva foi com o menor avanço e
velocidade de corte. Na interação tripla o procedimento foi repetido ocorrendo à
força passiva máxima na mesma condição citada anterior no segundo passe.
As interações da velocidade de corte de 300 m/min, avanço de 0,2 mm/rot e
único passe; velocidade de corte de 200 m/min, avanço de 0,2 mm/rot e único
passe; velocidade de corte de 200 m/min, avanço de 0,2 mm/rot com dois passes
consecutivos foram as que menos apresentaram influências na força passiva,
gerando assim os menores valores.
4.4 Análise da Integridade Superficial
4.4.1 Rugosidade Máxima (Rz)
Na Tabela 4.6 é ilustrado a ANOVA da variável rugosidade máxima (Rz) em
que se observa que existe diferença entre variáveis estudadas no avanço e número
de passe para a rugosidade máxima, ao nível de significância α igual a 5%. Porém
não existe interação entre as variáveis.
Tabela 4. 6 - ANOVA para Rugosidade máxima
72
O avanço foi o parâmetro que mais afetou a rugosidade máxima. O número de
passe influenciou mais em uma ordem bem menor se comparado com o avanço.
Esta observação pode ser comprovada no gráfico da Figura 4.6.
Figura 4. 6 - Efeitos das Variáveis de controle na rugosidade máxima.
O crescimento da rugosidade máxima com o aumento do avanço se deve a
contribuição geométrica do avanço na rugosidade, pois aumentando o avanço
cresce o comprimento de contato entre a peça e a ferramenta.
A realização do experimento em dois passes também provocou um aumento na
rugosidade justificado pelo aumento da resistência específica do material, causada
em função do primeiro passe.
4.4.2 Rugosidade Média (Ra)
Na Tabela 4.7 é ilustrado a ANOVA da variável rugosidade média (Ra) em que
se observa a diferença entre as rugosidades média para as variáveis estudadas de
avanço e número de passe ao nível de significância α igual a 5%. Porém não existe
interação entre as variáveis.
73
Tabela 4. 7 ANOVA para rugosidade média
A influência marcante do avanço se deve também pela contribuição geométrica
ocasionada pelo aumento do mesmo. O número de passe também provocou a
influência pelo aumento da resistência específica do material, causada em função do
primeiro passe. A Figura 4.7 ilustra a influência destas duas variáveis na rugosidade
média.
Figura 4. 7 - Efeitos das Variáveis de Controle na Ra
74
4.4.3 Morfologia dos cavacos
O tipo do cavaco permaneceu de ruptura em todas as condições ensaiadas no
torneamento, o que já era esperado em usinagem de ferros fundidos. Dentre as
condições estudadas, o único parâmetro que influenciou na mudança de forma do
cavaco foi o avanço, visto que a profundidade de corte permaneceu constante para
todos os ensaios. A Figura 4.8 ilustra a morfologia dos cavacos obtidos no ensaio de
torneamento.
Figura 4. 8 - Morfologia dos Cavacos no ensaio de usinagem
Observa-se na Figura 4.8, que a velocidade de corte não demonstrou uma
influência significativa na morfologia dos cavacos, pois ao sair da velocidade de
corte de 200 m/mim para 300 m/min não houve uma grande mudança na espessura
do cavaco. Já o avanço perceber que ao aumentar de 0,2 mm/rot para 0,3 mm/rot,
houve uma redução no comprimento do cavaco.
4.5 Micro dureza
Na Tabela 4.8 é apresentada a ANOVA da variável de resposta micro dureza
Vickers. Para todas as variáveis estudadas (efeitos principais) a hipótese nula (Ho)
75
foi rejeitada, exceto para as interações número de passe e comprimento de
usinagem (P X L) e número de passe, comprimento de usinagem e tipo de ensaio (P
X L X E), já que se obteve o valor da estatística calculada (Fo) menor que a
estatística tabelada (Ftab) ao nível de significância α igual a 5%.
Tabela 4. 8 - Anova para análise micro dureza no ensaio de indentação
A Figura 4.9 (A), (B), (C), (D) e (E) ilustra o efeito de cada parâmetro estudado
na micro dureza vickers. Um dos parâmetros mais importantes para a análise se o
processo de torneamento do ferro fundido nodular austemperado com a composição
química do contido neste trabalho gerou tensão residual é a analise do parâmetro
76
ensaio (E) ilustrado na Figura 4.9. Este parâmetro compara à micro dureza Vickers
contida no blank com os corpos de prova após torneamento.
De acordo a Figura 4.9 (E), pode verificar que o processo de usinagem gerou
tensão residual trativas visto que o Blank possui um maior valor de micro dureza
Vickers que os corpos de prova usinados, pois o penetrador conseguiu penetrar
mais fácil após a usinagem do material.
Figura 4. 9 - Efeitos das Variáveis de Controle na micro dureza Vickers
A velocidade de corte influenciou na medida de micro dureza, sendo que seu
aumento de 200 m/min para 300 m/min, provocou uma redução na micro dureza,
conforme ilustrado na Figura 4.9 (A). Esse comportamento caracteriza uma maior
intensidade da tensão residual de tração em velocidades de corte maiores resultante
de uma maior energia de deformação provocada pelo aumento da velocidade de
corte e consequentemente da temperatura o que provocará uma maior energia de
deformação.
A redução da micro dureza com o aumento do avanço, ilustrado na Figura 4.9
(C), também indica um aumento na intensidade das tensões trativas. Esse aumento
(na tensão residual trativa) é provocado também pelo aumento da deformação do
material ao aumentar o avanço.
77
A influência do aumento da velocidade de corte e do avanço na geração de
tensão residual de tração foi próxima, sendo que ao aumentar a velocidade de corte
houve uma redução na micro dureza de 7,09% e aumentando o avanço a redução
na micro dureza foi de 6,20%.
Para o segundo passe também provocou uma redução na micro dureza,
conforme é ilustrado na Figura 4.9 (B). Está redução indica a geração de tensão
residual de tração no segundo passe, influenciado pelo aumento da resistência
específica do material, causada em função do primeiro passe.
O comprimento de usinagem, também influenciou a geração de tensão residual
de tração conforme é ilustrado na Figura 4.9 (D). Percebe-se que a região que
apresentou uma maior tensão residual de tração foi a central (LB), pois apresentou
um menor valor de micro dureza vickers. A região inicial (LA) foi a que apresentou
uma menor intensidade de tensão residual de tração e a final (LC) apresentou uma
intensidade de tensão residual de tração intermediaria.
Somente foram estudados os contraste relativos à velocidade de corte, número
de passe, avanço e comprimento de usinagem, pois o ensaio corpo de prova E,
somente serviu para comparar os corpos usinados com o Blank e verificar se o
processo gerou tensão residual, o que foi comprovado pelo menor valor de micro
dureza medido na peça usinada.
A Tabela 4.9 ilustra o contraste da interação velocidade de corte e número de
passe. Verifica-se que a interação que provocou uma maior intensidade na tensão
residual de tração foi na realização dos experimentos na situação extrema, maior
velocidade de corte (300 m/min) no segundo passe.
Tabela 4. 9 - Análise do contraste para interação velocidade de corte e número de passe
A menor intensidade de tensão residual de tração para a interação velocidade
de corte e número de passe foi obtida com a maior velocidade (300 m/min.) no
primeiro passe.
78
Na interação velocidade de corte e avanço, verifica-se que o parâmetro que
mais influenciou na formação de tensão residual de tração foi à velocidade de corte
de 300 m/min e avanço de 0,3 mm/rot, pois apresentou menor valor de micro dureza
Vickers.
Na interação da velocidade de corte e avanço o parâmetro que menos
influenciou foi à velocidade de corte de 200 m/min com o avanço de 0,3 mm/rot.
A velocidade de 300 m/min no comprimento de usinagem LB foi o parâmetro
que obteve um maior valor na tensão residual de tração na interação velocidade de
corte e comprimento de usinagem. Já a velocidade de corte de 200 m/min no
comprimento de usinagem LA foi a que apresentou uma menor intensidade na
geração de tensão residual de tração.
Para interação do número de passe e o avanço verifica-se que os parâmetros
que mais influenciou na geração de tensão residual de tração foram no avanço de
0,3 mm/rot no segundo passe. Já os parâmetros que menos apresentaram influência
na interação foi o com o avanço de 0,2 mm/rot no primeiro passe.
Por meio da análise do contraste da interação avanço e comprimento de
usinagem, verifica se que no avanço de 0,3 mm/rot no comprimento de usinagem LB
foi o que obteve a maior intensidade da tensão residual de tração. A menor
intensidade na tensão residual de tração foi observada para o avanço de 0,2 mm/rot
no comprimento de usinagem LA.
Na análise do contraste das variáveis, velocidade de corte, número de passe e
avanço verifica-se que o maior valor de tensão residual de tração foi obtido nos
níveis alto de cada variável da interação. Já a menor intensidade de tensão residual
de tração foi identificado com avanço 0,2 mm/rot. e velocidade de corte (300 m/min)
no primeiro passe.
Verifica-se no contraste dos parâmetros velocidade de corte, número de passe
e comprimento de usinagem que o parâmetro que apresentou maior intensidade na
tensão residual de tração foi na velocidade de corte (300 m/min) no segundo passe,
na região de usinagem LB. Já os que apresentaram menor intensidade na tensão
residual de tração foi nos níveis baixo velocidade de corte (200 m/min) e no primeiro
passe e comprimento de usinagem LA. Também apresentou menor tensão residual
de tração na velocidade de corte de 300 m/min, no primeiro passe no comprimento
de usinagem LC.
79
Para a interação da velocidade de corte, avanço e comprimento de usinagem
verifica-se que o parâmetro que apresentou maior intensidade de tensão residual de
tração foi nos níveis alto da velocidade de corte e avanço no comprimento de
usinagem LB. Já a menor intensidade de tensão residual de tração nesta interação
foi observada na velocidade de corte de 300 m/min no avanço de 0,2 mm/rot no
comprimento de usinagem LA.
Na interação das variáveis, número de passe, avanço e comprimento de
usinagem observa-se que os setes maiores valores de micro dureza da interação
são iguais (P1f1LA, P1f2LA, P2f1LA, P2f1LB, P1f1LC, P1f1LB e P1f2LC), portanto
apresentam o menor valor de intensidade de tensão residual de tração. A interação
que maximizou a tensão residual de tração foi o avanço de 0,3 mm/rot, no segundo
passe no comprimento de usinagem LB.
Na interação quadriplica observa-se os dezoito maiores valores de micro
dureza das interações foram (Vc2LAP1f1, Vc2LCP1f2, Vc2LCP1f1, Vc1LBP2f1,
Vc1LCP2f2, Vc1LBP1f2, Vc1LAP2f2, Vc1LCP2f1, Vc2LBP1f1, Vc1LBP1f1,
Vc1LAP1f1, Vc2LBP2f1, Vc1LBP2f2, Vc1LCP1f1, Vc1LAP2f1, Vc2LAP1f2,
Vc2LBP1f2, Vc1LCP1f2), são estatisticamente iguais, portanto apresentam a menor
intensidade de tensão residual de tração.
A interação que apresentou menor valor de micro dureza Vickers, indicando o
maior valor de tensão residual de tração, foi com os níveis altos de velocidade de
corte (300 m/min), avanço (0,3 mm/rot), segundo passe e no comprimento de
usinagem LB.
80
CAPÍTULO 5
CONCLUSÕES
Da análise dos resultados do torneamento do ferro fundido nodular austemperado,
quando alterados a velocidade de corte (Vc), o avanço da ferramenta (f) e o número
de passes, pode-se concluir que:
O aumento da velocidade de corte diminui a força de corte e passiva, não
influenciando na força de avanço;
O aumento do avanço provocou um aumento nos esforços de usinagem;
Os esforços de corte realizados nas mesmas condições de usinagem
apresentam-se maiores em função do número de passes da ferramenta;
Há um aumento da resistência específica do material provocado pelo processo
de usinagem, ao comparar os esforços de corte do primeiro passe com o
segundo passe.
Nos níveis dos ensaios realizados, a velocidade de corte não influenciou a
rugosidade média e máxima.
O aumento do avanço provocou um aumento significativo na rugosidade média
e máxima.
O número de passes implica em um aumento para a rugosidade média e
máxima.
O cavaco formado durante o processo de torneamento do ferro fundido nodular
austemperado, foi o de ruptura.
Ao aumentar o avanço verificou-se uma redução na espessura do cavaco de
ruptura.
O torneamento do ferro fundido nodular austemperado provocou a geração de
tensão residual de tração;
Todas as variáveis de controle, exceto para variável comprimento de usinagem
(L) provocaram uma redução no valor de micro dureza ao sair de um nível
mais baixo para o maior, o que indica a geração de tensão residual de tração;
81
A intensidade da tensão residual de tração gerada ao longo do comprimento de
usinagem foi significativamente diferente mostrando-se menor quando
iniciado o corte.
Na usinagem do ferro fundido nodular com a composição química similar a
utilizada neste trabalho, quando há interesse no processo em reduzir os
esforços de corte, deve-se maximizar a velocidade de corte, minimizar o
avanço.
Se há interesse em reduzir as tensões superficiais trativas, para que a
resultante de tensões que atua em uma peça seja menor ao ser colocado em
trabalhos sobre esforços trativos, deve-se optar em utilizar menores
velocidades de corte e avanços.
Já para se ter um bom acabamento superficial o avanço da ferramenta deve
ser reduzido.
82
CAPÍTULO 6
SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS
Avaliar o efeito da profundidade de corte na força de usinagem e integridade
superficiais.
Avaliar o efeito do uso de fluidos lubro-refrigerantes nas variáveis de respostas.
Calcular a tensão residual pelo método da difração de raios-X, comparando os
resultados.
Avaliar a vida das ferramentas na usinagem do ferro fundido nodular
austemperado em um ou dois passes.
83
CAPÍTULO 7
REFERENCIAL BILIOGRÁFICO
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![CATÁLOGO GERAL C005Z; INSERTOS DE TORNEAMENTO · identificaÇÃo a002 neg insertos de torneamento [negativo] ... aplicaÇÃo de classes e quebra-cavacos para torneamento ... sistema](https://img.document.onl/doc/110x75/5c5df38a09d3f28e068b739a/catalogo-geral-c005z-insertos-de-torneamento-identificacao-a002-neg-insertos.jpg)
