UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS Faculdade de …repositorio.unicamp.br/jspui/bitstream/REPOSIP/335674/1/... · 2019. 12. 11. · no mercado, utilizadas na fabricação de válvulas

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

Faculdade de Engenharia Mecânica

MARTA REGINA DELLE DONNE CARVALHO

Uma contribuição ao estudo da usinagem de

ligas de níquel

CAMPINAS

2019

MARTA REGINA DELLE DONNE CARVALHO


ligas de níquel

Tese de doutorado apresentada à Faculdade de

Engenharia Mecânica da Universidade Estadual

de Campinas como parte dos requisitos exigidos

para obtenção do título de Doutora em Engenharia

Mecânica, na área de Materiais e Processos de

Fabricação.

Orientador: Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz

ESTE EXEMPLAR CORRESPONDE À VERSÃO

FINAL DA TESE DEFENDIDA PELA ALUNA

MARTA REGINA DELLE DONNE CARVALHO E

ORIENTADA PELO PROF. DR. ANSELMO

EDUARDO DINIZ.

CAMPINAS

2019

Ficha catalográfica

Universidade Estadual de Campinas

Biblioteca da Área de Engenharia e Arquitetura

Rose Meire da Silva - CRB 8/5974

Carvalho, Marta Regina Delle Donne Carvalho, 1962-

C253c Uma contribuição ao estudo da usinagem de ligas de níquel / Marta

Regina Delle Donne Carvalho – Campinas, SP : [s.n.], 2019.

Orientador: Anselmo Eduardo Diniz.

Tese (doutorado) – Universidade Estadual de Campinas, Faculdade de

Engenharia Mecânica.

1. Metais - Usinabilidade. 2. Ligas de níquel. 3. Ferramentas - testes.

4. Ferramentas de corte. 5. Desgaste mecânico. I. Diniz, Anselmo

Eduardo, 1959-. II. Universidade Estadual de Campinas. Faculdade de

Engenharia Mecânica. III. Título.

Informações para Biblioteca Digital

Título em outro idioma: A contribution to the study of nickel alloys machining

Palavras-chave em inglês:

Metals - Machinability

Nickel alloys

Tools - tests

Cutting tools

Mechanical wear

Roughness of the workpiece

Área de concentração: Materiais e Processos de Fabricação

Titulação: Doutora em Engenharia Mecânica

Banca examinadora:

Anselmo Eduardo Diniz

[Orientador]

Márcio Bacci da Silva

Eduardo Carlos Bianchi

Nivaldo Lemos Coppini

Amauri Hassui

Data de defesa: 26-08-2019

Programa de Pós-Graduação: Engenharia Mecânica

Identificação e informações acadêmicas do(a) aluno(a)

- ORCID do autor: https://orcid.org/0000-0001-5434-1693

- Currículo Lattes do autor: http://lattes.cnpq.br/8713832782287293

http://lattes.cnpq.br/8713832782287293

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS

FACULDADE DE ENGENHARIA MECÂNICA

COMISSÃO DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA

MECÂNICA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE MANUFATURA E

MATERIAIS

TESE DE DOUTORADO ACADÊMICO


ligas de níquel

Autora: Marta Regina Delle Donne Carvalho

Orientador: Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz

A Banca Examinadora composta pelos membros abaixo aprovou esta Tese:

Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz, Presidente

Faculdade de Engenharia Mecânica / Universidade Estadual de Campinas

Prof. Dr. Márcio Bacci da Silva, Membro

Faculdade de Engenharia Mecânica / Universidade Federal de Uberlândia

Prof. Dr. Eduardo Carlos Bianchi, Membro

Faculdade de Engenharia Mecânica / Universidade Estadual São Paulo de Bauru

Prof. Dr. Nivaldo Lemos Coppini, Membro


Prof. Dr. Amauri Hassui, Membro


A Ata da defesa com as respectivas assinaturas dos membros encontra-se no processo de vida

acadêmica do aluno.

Campinas, 26 de Agosto de 2019.

Dedicatória

Este trabalho é dedicado aos meus pais, Francisco Geraldo e Neyde e ao meu irmão

Francisco Celso, os três sempre presentes e a toda minha família, pelo amor, apoio e dedicação

em todos os momentos de minha vida.

Agradecimentos

Primeiramente, agradeço a Deus, pela realização e conclusão deste trabalho.

Ao Prof. Dr. Anselmo Eduardo Diniz, pelo ensino, apoio e orientação dos caminhos a

serem seguidos.

Ao Prof. Dr. Amauri Hassui e Prof. Dr. João Batista Fogagnolo pela aceitação em

participar da avaliação de meu exame de qualificação.

Ao Prof. Dr. Carlos Ventura, da UFSCAR de São Carlos, pelo auxílio e apoio em ensaios

desta pesquisa.

Ao José R. Gamarra da SANDVIK, pelas orientações técnicas e companheirismo.

Ao Dr. Alexandre Bellegard Farina, da VILLARES Metals, pelas informações

concedidas.

Ao João Corosella e Marcelo Kuroda, da BLASER Swisslube, pela ajuda e assistência.

À Claudenete Vieira Leal, Eduardo José Bernardes e Márcia de Oliveira Taipina, do

Departamento de Engenharia de Materiais (DEMM-DEF), da UNICAMP, pela colaboração no

desenvolvimento de atividades desta pesquisa.

Ao Prof. Dr. Rubens Caran, do (DEMM-DEF) da UNICAMP, pela disponibilização de

recursos técnicos.

Ao Daniel Suyama, Mônica Costa Rodrigues Guimarães, Tatiany Mafra da Silva,

Luciano Wallace Gonçalves Barbosa, Victor Rossi Saciotto, Sarah Caroline Gomes Caldas e

Daimer Velazquez Tamayo, do Departamento de Engenharia de Fabricação (DEM-DEF) da

UNICAMP, pelas sugestões, estímulos e apoio durante este período de convívio.

Ao André Luis Pissolatti, Carlos Miguel Ferreira, Edson Aparecido de Lima e Marco

Antônio Furlan do Departamento de Física da UNICAMP, pela disponibilização de recursos

técnicos, pela ajuda e apoio em ajustes dos corpos de prova.

Ao Aristides Magri, do Laboratório de Usinagem, do (DEMM-DEF) da UNICAMP, pela

ajuda e apoio nos ensaios de torneamento.

À amiga Patrícia Sandoval, pela contribuição na realização desta pesquisa.

A todos os professores, funcionários e colegas da FEM / UNICAMP, pela colaboração

comigo.

À empresa SANDVIK do Brasil, VILLARES Metals, BLASER Swisslube, pelo

fornecimento de insumos.

À Universidade Federal de São Carlos (UFSCAR) campus de São Carlos (SP), pela infra-

estrutura cedida.

À Universidade Estadual de Campinas (UNICAMP) pela oportunidade de realização

destes experimentos.

À CNPq, pela concessão de bolsa de estudos (Processo: 155588/2015-0).

E a todos aqueles que me ajudaram na concretização deste trabalho, meus sinceros

agradecimentos.

“A persistência é o caminho do êxito”.

Charles Chaplin

Resumo

O presente trabalho compara a usinabilidade de duas ligas de níquel similares existentes

no mercado, utilizadas na fabricação de válvulas automotivas para motores de combustão

interna. Procura-se explicar a usinabilidade destes materiais com base em suas propriedades

mecânicas e térmicas. O aço válvula (VAT 36®) tem 36% de níquel em sua composição química

e o aço (VAT 30®), similar ao aço (Ni30) da empresa Hitachi, tem 30 a 33% de níquel, o que

representa um ganho de custo em sua fabricação. Para esta comparação foram utilizados ensaios

de torneamento. As ferramentas ensaiadas eram negativas e positivas, a refrigeração das

ferramentas utilizou pressão convencional e alta pressão 70 bar e a usinagem foi feita com duas

velocidades de corte 70 e 85 m/min. Foram realizados ensaios de vida de ferramenta de corte,

medidas as potências de corte e feitos testes de rugosidade das peças torneadas. A análise das

ferramentas desgastadas apontou em todas as arestas, evidências de adesão, abrasão e attrition.

Comparando-se as propriedades de ambos os aços válvula, verificou-se que o aço (VAT 30®)

sendo 11% mais duro, 7% mais resistente à tração, conduzindo 28% menos calor e sendo 40%

mais fácil de encruar, do que o aço (VAT 36®), supostamente deveria gerar menor vida das

ferramentas. Mas os resultados mostram que a vida da ferramenta na usinagem do aço válvula

(VAT 30®) foi maior que do (VAT 36®), com excessão do ensaio de usinagem com ferramenta

positiva, alta pressão de refrigeração e velocidade de corte de 70 m/min. As causas deste

resultado foram a menor ductilidade do aço (VAT 30®) (alongamento 10% menor) e o fato de

ser menos abrasivo, com 22% menos carbonetos presentes, o que dificultou o surgimento do

mecanismo de desgaste por adesão/attrition e de abrasão. O aço (VAT 30®) consumiu, em geral,

maior potência de corte que o aço (VAT 36®), devido à sua maior resistência mecânica e maior

taxa de encruamento. Os resultados mostram ainda, que o aço (VAT 30®), por alongar 10%

menos, isto é, ter menor tendência de deformar-se plasticamente, tem menor tendência de gerar

rugosidade na peça, do que o aço válvula (VAT 36®).

Palavras chaves: Usinabilidade; ligas de níquel; desgaste de ferramenta; vida de ferramenta;

potência de corte; rugosidade da peça.

Abstract

The present work compares the machinability of two similar nickel alloys used in the

manufacture of automotive valves for internal combustion engines. The valve steel (VAT 36®)

has 36% nickel in its chemical composition and steel (VAT 30®), similar to Hitachi (Ni30)

steel, has 30 to 33% nickel, which represents a gain in cost in its manufacturing. Turning tests

were used for this comparison. The tools tested were negative and positive, tool cooling used

conventional pressure and high pressure 70 bar and the machining was done with two cutting

speeds 70 and 85 m/min. Cutting tool life tests were performed, cutting power was measured

and surface roughness tests were performed on turned parts. The analysis of worn tools

indicated, evidences of adhesion, abrasion and attrition in all edges used in the experiments.

Comparing the properties of both valve steels, it was found that steel (VAT 30®) being 11%

harder, 7% more mechanically resistant, conducting 28% less heat and being 40% easier to

hardening than the steel (VAT 36®), was supposed to lead to shorter tool life. But the results

show that the tool lives in the machining of the valve steel (VAT 30®) was higher than (VAT

36®), except for the positive tool with high cooling pressure and cutting speed of 70 m/min. But

steel (VAT 30®), which is 10% less ductile and 22% less abrasive, hindered the appearance of

both adhesion/attrition and abrasion wear mechanism and consequently lead the tool to longer

tool lives. The (VAT 30®) consumed, in general, less cutting power than the (VAT 36®) steel

due to its higher mechanical strength and higher hardening rate. The results show that steel

(VAT 30®), because it is less ductile and consequently presents lower tendency to deform

plastically, has a lower tendency to generate roughness than the valve steel (VAT 36®).

Keywords: Machinability; nickel alloys; tool wear; tool life; cutting power; roughness of the

workpiece.

Lista de Ilustrações

Figura 2.1: Desenvolvimento de ligas de níquel forjadas (Adaptado de ASM HANDBOOK,

2000) .................................................................................................................................... 007

Figura 2.2: Classificação das Superligas à base de Níquel (Adaptado de CHOUDHURY, 1998)

.................................................................................................................................... 008

Figura 2.3: Comparação da tensão de ruptura das três classes de superligas (ASM

HANDBOOK, 2000) ........................................................................................................... 009

Figura 2.4: Classificação das Superligas à base de Níquel (Adaptado de LORIA, 1989) ... 011

Figura 2.5: Microestrutura de superliga a base de níquel contendo a matriz (γ) (ASM

HANDBOOK, 2000) ........................................................................................................... 013

Figura 2.6: Microestrutura de superliga a base de níquel (ASM HANDBOOK, 2000) ...... 015

Figura 2.7: Tempo da Admissão, tempo da Compressão, tempo da Combustão e expansão e

tempo da Exaustão (LANDULFO, 2015) ........................................................................... 016

Figura 2.8: Detalhes da posição da Válvula do motor de combustão interna e seus componentes

(UFSM, 2013) ................................................................................................ 017

Figura 2.9: Identificação das partes de uma válvula (TRW, 2011) ..................................... 018

Figura 2.10: Várias formas construtivas de válvulas de motores de combustão interna (LEWIS

at al., 2002) ........................................................................................................................... 018

Figura 2.11: Fluxo de calor através das válvulas e Perfil de temperatura a plena carga

(BRUNETTI, 2012) .............................................................................................................. 019

Figura 2.12: (a) A Liga de Aço (VAT 80A®) foi solubilizada a 1.120°C por 30 min (ar) e

envelhecida a 700°C por 16 h; (b) A Liga de Aço (VAT 751®) foi solubilizada a 1.120°C por

30 min (ar), estabilizada a 840°C/24 h e envelhecida a 700°C por 2 h (FARINA et al., 2013)

............................................................................................................................................... 023

Figura 2.12: (c) A Liga de Aço (VAT 30®) foi solubilizada a 1.050°C por 30 min (ar) e

envelhecida a 750°C por 4h; (d) A Liga de Aço (VAT 36®) foi solubilizada a 1.100°C por 30

min (ar) e envelhecida a 750°C por 4h (FARINA et al., 2013) e (VILLARES METALS, 2018)

................................................................................................................................... 024

Figura 2.13: (a) Curvas de tração a quente das ligas (VAT 30®) na condição envelhecida; (b)

das ligas (VAT 80A®), (VAT 751®) e (VAT 36®) na condição envelhecida (VILLARES

METALS, 2018) .................................................................................................................. 026

Figura 2.14: (a) Dureza a quente das ligas (VAT 751®), (VAT 80A®) e (VAT 30® ou NCF3015);

(b) da liga (VAT 36®), (VAT 751®) e (VAT 80A®) (VILLARES METALS, 2018)

............................................................................................................................................... 027

Figura 2.15: As sete características dos materiais, que afetam suas respectivas usinabilidades

(Adaptada de STAHL et al., 2012) ...................................................................................... 033

Figura 2.16: (a) Exemplo de diagrama polar da usinabilidade de um material em estudo (área

sombreada); (b) Exemplo da comparação da usinabilidade do material em estudo, com o

material de referência (linha grossa); (c) Tabela dos valores dos vértices dos pentaedros

(Adaptado de STAHL et al., 2012) ...................................................................................... 034

Figura 2.17: Perfil teórico de rugosidade de peça torneada (DINIZ et al., 2014) ................ 036

Figura 2.18: Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte (Adaptado de

DEARNLEY e TRENT, 1982) ............................................................................................ 042

Figura 2.19: Avarias de uma ferramenta de corte (Adaptado de DINIZ et al., 2014) ......... 043

Figura 2.20: Parâmetro (VBmax) utilizado para medição do desgaste da ferramenta de corte

(DINIZ et al., 2014) ............................................................................................................. 043

Figura 2.21: Mecanismos de desgaste em ferramentas de corte - (a) aderência ou adesão

(attrition); (b) abrasão e (c) difusão (Adaptado de MACHADO et al., 2009) .................... 044

Figura 2.22: Aresta postiça de corte (DINIZ et al., 2014) ................................................... 046

Figura 2.23: Diagrama dos mecanismos de desgaste das ferramentas de corte em função da

temperatura (KÖNIG & KLOCKE, 1997 apud MACHADO et al., 2009) ......................... 046

Figura 2.24: Direções de aplicação do fluido de corte (Adaptado de DA SILVA, 2006)

............................................................................................................................................... 048

Figura 2.25: Ilustração do trajeto de um jato de fluido de refrigeração de alta pressão por um

porta-ferramenta com três olhais (SANDVIK COROMANT, 2016) ....... .......................... 052

Figura 3.1: Fluxograma das atividades desenvolvidas para realização dos ensaios ............ 058

Figura 3.2: Ângulo de saída (γ): (a) ferramenta positiva (+γ); (b) ferramenta neutra (γ=0) e (c)

ferramenta negativa (-γ) (Adaptado de ASTAKHOV, 2006) ............................................. 060

Figura 3.3: Croqui do suporte porta-ferramenta negativo utilizado no processo de torneamento

externo (SANDVIK COROMANT, 2015) ............. ............................................................ 061

Figura 3.4: Croqui do inserto de metal duro para tipo de ferramenta negativo no processo de

torneamento externo (SANDVIK COROMANT, 2015) .................................................... 062

Figura 3.5: Croqui do suporte porta-ferramenta positivo utilizado no processo de torneamento

externo (SANDVIK COROMANT, 2015) ........................................................................... 063

Figura 3.6: Croqui do inserto de metal duro para tipo de ferramenta positivo no processo de

torneamento externo (SANDVIK COROMANT, 2015) ..................................................... 064

Figura 3.7: Croqui dos equipamentos de produção dos Aços Válvula (VAT30®) e (VAT36®)

(VILLARES METALS, 2018) ............................................................................................. 065

Figura 3.8 (a): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 30®) utilizados nos

testes práticos de torneamento externo ................................................................................. 069

Figura 3.8 (b): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 30®) utilizados nos

testes práticos de torneamento externo .................................................................................. 069

Figura 3.8 (c): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 36®) utilizados nos

testes práticos de torneamento externo .................................................................................. 070

Figura 3.8 (d): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 36®) utilizados nos

testes práticos de torneamento externo ................................................................................. 070

Figura 3.9: (a) Barra pré-torneada e pré-furada; (b) Vista frontal e (c) Vista lateral de um dos

quatro corpos de prova deste trabalho, pré-torneado e pré-furado ....................................... 071

Figura 4.1: Fluxograma dos ensaios de torneamento dos materiais aços válvulas (VAT 30®) e

(VAT 36®) ............................................................................................................................ 078

Figura 4.2: Média dos valores do resultado de vida de ferramenta em volume de material

removido obtidos nos ensaios com material aço válvula (VAT 30®) .................................. 078

Figura 4.3: Gráfico de Pareto dos Efeitos sobre a variável vida da ferramenta obtidos nos

ensaios com material aço válvula (VAT 30®) (α = 0,05) ..................................................... 079

Figura 4.4: Gráfico dos principais efeitos sobre a vida de ferramenta em volume de material

removido obtidos nos ensaios do material aço válvula (VAT 30®) .................................... 080

Figura 4.5 (a): Média dos valores dos picos da potência de corte obtidos em diversos ensaios

com material aço válvula (VAT 30®) com ferramenta em início de vida ........................... 082

Figura 4.5 (b): Média dos valores dos picos da potência de corte obtidos em diversos ensaios

com material aço válvula (VAT 30®) com ferramenta em final de vida ............................ 083

Figura 4.6: Gráfico de Pareto dos efeitos sobre a potência de corte, obtidos nos ensaios com

material aço válvula (VAT 30®) (α = 0,05) ......................................................................... 085

Figura 4.7: Principais efeitos sobre a potência de corte, obtidos nos ensaios com material aço

válvula (VAT 30®) (α = 0,05) .............................................................................................. 085

Figura 4.8 (a): Valores do resultado rugosidade (Ra) dos corpos de prova obtido com

ferramentas em início de vida nos diversos ensaios com material aço válvula (VAT 30®)

............................................................................................................................................... 086

Figura 4.8 (b): Valores do resultado rugosidade (Ra) dos corpos de prova, obtidos com

ferramentas em final de vida nos diversos ensaios com material aço válvula (VAT 30®) .. 087

Figura 4.9: Gráfico de Pareto dos Efeitos sobre a rugosidade (Ra) dos corpos de prova em

ensaios com material aço de válvula (VAT 30®) ................................................................. 089

Figura 4.10 (a) e (b): Desgaste da ferramenta e (c) Análise de EDS do ensaio de torneamento

com ferramenta negativa, alta pressão do fluido e vc = 70 m/min ...................................... 090


com ferramenta negativa, pressão convencional do fluido e (vc = 70 m/min) .................... 091


com ferramenta negativa, alta pressão do fluido e (vc = 85 m/min) .................................... 092


com ferramenta negativa, pressão convencional do fluido e (vc = 85 m/min) .................... 093

Figura 4.14: (a) e (b) Desgaste da ferramenta e (c) Análise de EDS do ensaio de torneamento

com ferramenta positiva, alta pressão do fluido e (vc = 70 m/min) ................ ................... 095


com ferramenta positiva, pressão convencional do fluido e (vc = 70 m/min) ..................... 096


com ferramenta positiva, alta pressão do fluido e (vc = 85 m/min) .................................... 097

Figura 4.17: (a) e (b) Desgaste da ferramenta e (c) análise de EDS do ensaio de torneamento

com ferramenta positiva, pressão convencional do fluido e (vc = 85 m/min) .................... 098

Figura 4.18: (a) Micrografia da amostra do aço válvula (VAT 30®) e (b) imagem tratada . 100

Figura 4.19: (a) Micrografia da amostra do aço válvula (VAT 36®) e (b) imagem tratada . 101

Figura 4.20: Porcentagens da área estimada dos carbonetos encontrados nas amostras dos

materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) .................................................................... 101

Figura 4.21: Fração volumétrica de carbonetos dos materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT

36®), conforme tamanho dos carbonetos, distribuído em intervados (adaptado de VILLARES

METALS, 2018) .................................................................................................................. 102

Figura 4.22: (a) Amostra do aço (VAT 30®) e (b) Análise de EDS da amostra. ................. 103

Figura 4.23: (a) Amostra do aço (VAT 36®) e (b) Análise de EDS da amostra .................. 104

Figura 4.24: Microdureza Vickers (0,5 kgf/cm2) em função da distância da superfície do corpo

de válvula usinado do aço válvula (VAT 30®) .................................................................... 106

Figura 4.25: Microdureza Vickers (0,5 kgf/cm2) em função da distância da superfície do corpo

de válvula usinado do aço válvula (VAT 36®) .................................................................... 107

Figura 4.26: Média dos valores do resultado de vida de ferramenta em volume de material

removido obtidos nos ensaios com materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) ........... 110

Figura 4.27: Média dos valores do resultado da razão de vida de ferramenta obtidos no

torneamento do aço válvula (VAT 30®) sobre a vida no torneamento do aço válvula (VAT 36®),

em todas as condições testadas ............................................................................................ 111

Figura 4.28: (a) e (b) Desgaste da ferramenta e (c) análise de EDS do ensaio de torneamento

com tipo de ferramenta negativa em pressão convencional de refrigeração da ferramenta e (vc

= 70 m/min) .......................................................................................................................... 114

Figura 4.29: a) e (b) Desgaste da ferramenta e (c) análise de EDS do ensaio de torneamento

com tipo de ferramenta positiva em alta pressão de refrigeração da ferramenta e vc = 85 m/min

............................................................................................................................................... 115

Figura 4.30: Média dos valores dos picos da potência de corte obtidos com Ferramentas em

nível de desgaste de início de vida com materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), em

todas as condições testadas ................................................................................................... 117

Figura 4.31: Média da razão dos valores dos picos da potência de corte obtido no torneamento

do aço válvula (VAT 30®) sobre a potência de corte no torneamento do aço válvula (VAT 36®),

em nível de desgaste de início de vida em todas as condições testadas .............................. 118

Figura 4.32: Valores da razão da rugosidade (Ra) dos corpos de prova obtidos em diversos

ensaios com materiais aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) com ferramentas em início de

vida ....................................................................................................................................... 120

Figura 4.33: Valores da razão da rugosidade (Ra) dos corpos de prova obtidos em diversos

ensaios com aço válvula (VAT 30®) sobre a rugosidade no torneamento do aço válvula (VAT

36®), com ferramenta em início de vida .............................................................................. 121

Lista de Tabelas

Tabela 2.1: Principais elementos de liga e seus efeitos na resistência à corrosão de ligas a base

de níquel (ASM HANDBOOK, 2000) ................ ................................................................ 010

Tabela 2.2: Composição química dos Aços Válvula (VAT 80A®) e (VAT 751®) (VILLARES

METALS, 2018) .................................................................................................................. 021

Tabela 2.3: Composição química do Aço Válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) (VILLARES

METALS, 2018).................................................................................................................... 022

Tabela 2.4: Propriedades Mecânicas dos Aços Válvula (VAT 80A®), (VAT 751®), (VAT 30®)

e (VAT 36®) (VILLARES METALS, 2018) e (FARINA et al., 2013) ................................ 028

Tabela 3.1: Composição química do Aço Válvula (VAT 30®) (VILLARES METALS, 2018)

............................................................................................................................................... 066

Tabela 3.2: Propriedades físicas do Aço Válvula (VAT 30®) (VILLARES METALS, 2018)

............................................................................................................................................... 066

Tabela 3.3: Soma das porcentagens do peso dos valores de Alumínio e de Titânio para o Aço

Válvula (VAT 30®) (VILLARES METALS, 2018) ............................................................ 067

Tabela 3.4: Composição química do Aço Válvula (VAT 36®) (VILLARES METALS, 2018)

............................................................................................................................................... 067

Tabela 3.5: Propriedades físicas do Aço Válvula (VAT 36®) (VILLARES METALS, 2018)

............................................................................................................................................... 068


Válvula (VAT 36®) (VILLARES METALS) ...................................................................... 068

Tabela 4.1: Combinações de (2k) testes feitos com materiais aços válvulas (VAT 30®) e (VAT

36®) ...................................................................................................................................... 077

Tabela 4.2: Valores das razões das propriedades dos materiais (VAT 30®) e (VAT 36®) .. 108

Lista de Abreviaturas e Siglas

Letras Latinas

A Área da secção de corte [mm2]

ap Profundidade axial de corte [mm]

APC Aresta postiça de corte

ASM American Society for Metals

ASTM American Society for Testing Materials

b Comprimento de corte [mm]

bar Unidade de pressão

CFC Estrutura cúbica de face centrada

CNC Comando numérico computadorizado

DIN Instituto de padronização alemão

E Módulo de elasticidade [GPa]

EDS Energy Dispersive x-ray Spectrometer

f Avanço [mm/volta]

F tabelado Estatística de teste de igualdade de k médias populacionais

Fc Força de corte

Fo F calculado (MSTR - Quadrado médio dos tratamentos dividido

por MSE - Quadrado médio dos erros)

g/cm3 Unidade de densidade

h Espessura de corte

HB Dureza Brinell

HC Estrutura cristalina hexagonal compacta

HRB Dureza Rockwell B

HRc Dureza Rockwell C

HV Micro-dureza Vickers

Hz Unidade de frequência (Hertz)

ICZ Instituto de Metais Não Ferrosos

ISO International Organization for Standardization.

k Número aleatório de fatores no planejamento fatorial

kg Unidade de massa

N/cm2 Unidade de pressão

Ks1 Constante específica de corte tabelada pela fórmula de Kienzle

Ks Pressão específica de corte [N/mm2]

kW Unidade de potência equivalente a 10³ Watt

l/min Unidade de vazão

m/min Unidade de velocidade de corte

M pixels Mega-pixels

M10 a M40 Classe de metal duro para aços inoxidáveis

MD Metal duro

MEV Microscópio eletrônico de varredura

Ml/h Unidade de vazão

mm/rev Unidade de avanço

MPa Unidade de pressão equivalente a 106 Pa

MQF Mínica Quantidade de Fluido

MW/cm² Unidade de irradiância

n Rotação do eixo árvore [rpm]

nm Unidade de comprimento equivalente a10-9 m

ns Unidade de tempo equivalente a 10-9 s

Pa Pascal

Pc Potência de corte

PVD Physical Vapour Deposition (Deposição física de vapor)

Ra Rugosidade média 2D (Bidimensional) [µm]

Rmax Rugosidade máxima [mm]

Rmax teor Rugosidade máxima teórica [mm]

rε Raio de ponta da ferramenta [mm]

S10 a S40 Classe de metal duro para superligas resistentes ao calor

SAE Society of Automotive Engineers

UNS Unified Numbering System

Valor-p p-value (Probabilidade de se obter uma estatística de teste igual ou mais

extrema que aquela observada em um amostra, sob a hipótese nula)

VB Desgaste de flanco medido na superfície de folga da ferramenta

de corte

[mm]

VBmáx Desgaste de flanco máximo [mm]

vc Velocidade de corte [m/min]

VDI Verein Deutscher Ingenieure (Associação Alemã de

Engenheiros)

W Unidade de potência (Watt)

WC-Co Metal duro sinterizado composto de carboneto de tungstênio e

cobalto

1-z Coeficiente tabelado da fórmula de Kienzle

Letras Gregas

α Significância

δ Fase ortorrômbica

γ Fase da matriz austenítica a base de níquel

γ' Fase de estrutura cristalina cúbica de face centrada (CFC)

γ¨ Fase de estrutura cristalina tetragonal (TCC)

γ0 Ângulo de saída [º]

λ Comprimento de onda [nm]

λs Ângulo de inclinação [º]

μ Fase de estrutura romboédrica

μm Unidade de comprimento equivalente a 10-6 m

η Fase de estrutura cristalina hexagonal compacta (HC)

σ Fase de estrutura cristalina tetragonal

τp Medida temporal de duração de um pulso laser [ns]

χr Ângulo de posição da ferramenta [º]

Lista de Elementos Químicos e Compostos

Al Alumínio

(Al,Cr)2O3 Óxido de alumínio cromado

C Carbono

Co Cobalto

Cr Cromo

Cu Cobre

Fe Ferro

HCl Ácido clorídrico

HNO3 Ácido nítrico

Mn Manganês

Mo Molibdênio

N Nitrogênio

Nb Nióbio

NbC Carboneto de nióbio

Ni Níquel

O Oxigênio

P Fósforo

Pt Platina

S Enxofre

Si Silício

Ta Tântalo

Ti Titânio

TiAlN Nitreto de titânio alumínio

TiN Nitreto de titânio

W Tungstênio

WC Carboneto de tungstênio

Sumário

1 INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 24

1.1 Objetivos deste trabalho ............................................................................................. 26

2 REVISÃO TEÓRICA ...................................................................................................... 28

2.1 Níquel e suas ligas ....................................................................................................... 28

2.2 Superligas .................................................................................................................... 30

2.2.1 Superligas à base de níquel ............................................................................... 35

2.2.2 Superligas para válvulas de motor de combustão interna ................................. 39

2.2.2.1 Superligas (VAT 30®) e (VAT 36®) ..................................................... 45

2.3 Usinabilidade ............................................................................................................... 52

2.4 Rugosidade de superfícies usinadas ............................................................................ 59

2.5 Potência de corte em processo de usinagem ............................................................... 62

2.6 Desgastes e Avarias da ferramenta .............................................................................. 66

2.7 Métodos de Refrigeração/Lubrificação do processo de corte ..................................... 73

2.7.1 Método de jato do fluido de corte em baixa pressão ou por gravidade ............ 73

2.7.1.1 Método de usinagem sem fluido de corte e/ou com Mínima Quantidade

do fluido (MQF) ............................................................................................... 74

2.7.2 Método de jato do fluido de corte em alta pressão ............................................ 75

3 MATERIAIS E MÉTODOS ........................................................................................... 82

3.1 Materiais e equipamentos ............................................................................................ 83

3.2 Métodos ....................................................................................................................... 96

3.2.1 Análise da abrasividade de amostras dos aços válvula ..................................... 96

3.2.2 Análise da dureza Brinell em temperatura ambiente de amostras dos aços válvula

..................................................................................................................................... 97

3.2.3 Análise de microdureza Vickers em temperatura ambiente de amostras dos aços

válvula ........................................................................................................................ 97

3.2.4 Caracterização superficial ................................................................................. 97

3.2.4.1 Análise dos mecanismos de desgaste das ferramentas ........................98

3.2.4.2 Ferramentas tratadas para retirada do material aderido, caso necessário

......................................................................................................................... 98

3.2.5 Ensaios de torneamento externo (Ensaio de vida de ferramenta) ..................... 99

3.2.6 Análise da microdureza Vickers de corpo de prova usinados dos aços válvula

.................................................................................................................................... 100

4 RESULTADOS E DISCUSSÕES .................................................................................. 102

4.1 Ensaios com material aço válvula (VAT 30®) ............................................................ 102

4.1.1 Planejamento fatorial dos ensaios de vida da ferramenta ................................ 102

4.1.2 Análise da vida das ferramentas de corte ......................................................... 103

4.1.3 Análise das medições da potência de corte ...................................................... 109

4.1.4 Análise das medições da rugosidade dos corpos de provas ............................. 113

4.1.5 Mecanismos de desgaste das ferramentas de torneamento em condições de tipo

de ferramenta (negativa) .............................................................................................. 117

4.1.5.1 Aço válvula (VAT 30®) ..................................................................... 117


de ferramenta (positiva) ............................................................................................... 122

4.1.6.1 Aço válvula (VAT 30®) ..................................................................... 122

4.2 Análise comparativa da usinabilidade dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) .... 128

4.2.1 Análise da abrasividade dos corpos de prova .................................................... 128

4.2.2 Análise da composição química dos carbonetos das amostras .......................... 131

4.2.3 Análise da microdureza Vickers dos corpos de prova usinados ........................ 134

4.2.4 Comparação entre as propriedades mecânicas e térmicas dos aços válvula (VAT

30®) e (VAT 36®) ....................................................................................................... 136

4.2.5Análise da vida das ferramentas de corte ........................................................... 137

4.2.6Análise dos desgastes e avarias das arestas de corte .......................................... 141

4.2.7Análise das medições de potência de corte das ferramentas ............................... 144

4.2.8 Análise das medições da rugosidade dos corpos de prova ................................ 147

5 CONCLUSÕES .............................................................................................................. 151

6 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ........................................................ 153

REFERÊNCIAS ................................................................................................................. 154

REFERÊNCIAS CONSULTADAS .................................................................................. 159

APÊNDICES ....................................................................................................................... 162

ANEXOS ............................................................................................................................. 208

24

1. INTRODUÇÃO

Vive-se em um mundo em constante evolução, inclusive dos materiais. Historicamente,

o avanço das civilizações dependeu do aperfeiçoamento dos materiais com que trabalhar, tanto

que a produção e o processamento de materiais em produtos acabados constituem uma grande

parte da economia atual. Deve-se ter em mente, que a utilização de materiais e os projetos de

engenharia mudam continuamente, que o ritmo desta mudança se acelera e a busca por novos

materiais prossegue continuamente. A maioria dos materiais para engenharia é dividida em três

categorias básicas principais, os materiais metálicos, os poliméricos e os cerâmicos. Quanto à

estrutura dos materiais, os metais possuem uma estrutura cristalina, na qual os átomos estão

dispostos de maneira ordenada, a da maior parte dos materiais poliméricos não é cristalina, mas

alguns apresentam um misto de estrutura cristalina e não cristalina e os materiais cerâmicos,

podem ser cristalinos, não cristalinos ou uma mistura de ambos. Os materiais competem entre

si por mercados novos e por aqueles já existentes. Depois de certo tempo, muitos fatores

emergem e tornam possível a substituição de um material por outro em certas aplicações. O

custo certamente é um fator. Outro fator diferencial, que leva à substituição de materiais é o

desenvolvimento de novos materiais com propriedades específicas para certas aplicações. Em

algumas aplicações somente alguns materiais cumprem os requisitos do projeto de engenharia,

ainda que possam ser relativamente caros. A turbina para modernos aviões a jato, por exemplo,

requer para a sua perfeita operação, o uso de superligas para alta temperatura à base de níquel,

materiais caros, para os quais nenhum substituto mais barato foi encontrado até o momento. De

qualquer modo, a sustituição de um material por outro acontecerá, sempre na medida em que

novos materiais são continuamente descobertos e novos processos, desenvolvidos (SMITH et

al., 2012).

Um dos aspectos mais fascinantes da ciência dos materiais envolve a investigação da

estrutura de cada material. De fato a estrutura dos materiais tem grande influência sobre muitas

de suas propriedades, mesmo que a composição química global não tenha sido alterada. As

mudanças nas propriedades do material decorrem de uma alteração de sua microestrutura

interna. Pode-se compreender o que mudou microscopicamente, começaremos a descobrir

meios de controlar as propriedades dos materiais. Pode-se classificar os materiais com base na

função mais importante que desempenham, ou seja, mecânica (estrutural), biológica, elétrica,

magnética ou óptica. As propriedades mecânicas devem ser compreendidas, para que seja

25

possível produzir materiais em formas úteis, empregando técnicas de processamento mecânico.

O processamento de materiais requer entendimento detalhado das propriedades mecânicas em

diferentes temperaturas e condições de solicitação mecânica. Também é preciso compreender

como essas técnicas podem modificar as propriedades dos materiais, por exemplo, tornando um

metal mais forte ou mais fraco do que era antes do processamento. (ASKELAND et al., 2015).

Os materiais têm de suportar cargas, isolar ou conduzir calor e eletricidade, aceitar ou

rejeitar fluxo magnético, transmitir ou refletir luz, sobreviver em ambientes muitas vezes hostis,

e fazer tudo isso, sem prejudicar o ambiente ou sem custar muito. E para tal eles têm um

processo. Um material é escolhido porque tem as propriedades que cumprem os requisitos e

porque é compatível com os processos exigidos para conformá-lo, uni-lo e acabá-lo. As

propriedades dos materiais podem ser mecânicas e funcionais, como as térmicas, elétricas,

magnéticas, ópticas e químicas. (ASHBY et al., 2012).

Provavelmente, nenhum material está mais associado à profissão de engenharia do que

o metal. Dentre os metais, existem as ligas baseadas em ferro (ligas ferrosas), como aços

carbonos e de baixa-liga, aços de alta liga (aços inoxidáveis, aços ferramenta, superligas),

aquelas com resistência especialmente alta em temperaturas elevadas, com adições de cromo

para resistência à oxidação e corrosão, e os ferros fundidos. As ligas não ferrosas são todos os

outros metais, que não contém ferro como elemento químico principal (ligas compostas por

alumínio, magnésio, titânio, cobre, níquel, zinco, chumbo e outras ligas) (SHACKELFORD et

al., 2008).

Para entendimento de grandezas relacionadas com a usinagem dos metais, como

desgaste da ferramenta e suas causas, força de corte e aresta postiça de corte, é necessário um

estudo do processo de formação do cavaco (FERRARESI, 1977).

As peças metálicas fabricadas pelos processos metalúrgicos convencionais, como

fundição e forjamento, geralmente apresentam superfícies mais ou menos grosseiras e que,

portanto, exigem um determinado acabamento superficial. Os processos citados nem sempre

permitem obter certas peculiaridades, como determinados tipos de saliências ou reentrâncias,

furos rosqueados e furos passantes. Nas operações de usinagem, uma porção do material das

peças é retirada pela ação de uma ferramenta, produzindo o cavaco, com forma geométrica

irregular. Uma das operações de usinagem é o torneamento, para obtenção de superfícies de

revolução (CHIAVERINI, 1977).

26

Em princípio, as propriedades das ligas ferrosas dependem dos seguintes fatores:

composição química, microestrutura e condições de processamento. A base do estudo das ligas

ferrosas é o conhecimento da sua estrutura (CHIAVERINI, 2012).

Ao fazer a escolha do material adequado para uma determinada peça, o engenheiro deve

levar em conta propriedades características e comportamento dos materiais, tais como

resistência mecânica, condutividade elétrica e/ou térmica, densidade e outras, dos materiais que

vai usar em seu projeto. Além disso, deve considerar o comportamento do material durante o

processamento e uso, nos quais a plasticidade, usinabilidade, estabilidade elétrica, durabilidade

química, comportamento irradiante são importantes, assim como a disponibilidade. (VAN

VLACK, 1970).

As superligas à base de níquel são materiais com elevada resistência mecânica em altas

temperaturas, boa resistência à fadiga e à fluência e boa resistência à corrosão. Mas esses

materiais têm propriedades que também dificultam sua usinagem, como a alta ductilidade, a

resistência e dureza em alta temperatura, a alta taxa de encruamento, a presença de carbonetos

duros na matriz, a baixa estabilidade química e a baixa condutividade térmica (DINIZ et al.,

2014). Especialmente as ligas de níquel utilizadas para válvulas de admissão e escape em

motores de combustão interna tem que possuir excelente resistência mecânica especialmente

em altas temperaturas, aliada à resistência à corrosão, mas também precisam possuir boa

usinabilidade, já que tal processo é largamente utilizado na fabricação destas válvulas.

1.1 Objetivos deste trabalho

O principal objetivo deste trabalho é avaliar a usinabilidade de duas ligas de níquel

utilizadas em válvulas de motores de combustão interna baseado em suas propriedades

mecânicas e térmicas.

Juntamente com este principal objetivo, sempre no torneamento destas duas ligas, teve-

se também objetivos específicos quais sejam:

27

• Analisar e comparar por meio de ensaios de vida no torneamento externo das duas ligas

de níquel, utilizando planejamento fatorial, as vidas das ferramentas, em diferentes

condições de uso, utilizando duas velocidades de corte, duas condições de lubri-

refrigeração e duas geometrias da ferramenta.

• Analisar e comparar a potência de corte consumida no torneamento destas duas ligas.

• Avaliar a topografia dos corpos de prova usinados, através de rugosidade 2D.

• Avaliar e comparar por meio de microscopia eletrônica de varredura e EDS, o desgaste

e o mecanismo de desgaste das ferramentas ensaiadas.

28

2. REVISÃO TEÓRICA

A revisão teórica está descrita a seguir.

2.1 Níquel e suas ligas

O níquel é um material importante em engenharia, porque possui excelente resistência

à corrosão e à oxidação em altas temperaturas. Como o níquel tem estrutura cristalina cúbica

de face centarada (CFC) é facilmente deformável. Porém é relativamente caro (Níquel 200

custava US$ 193,99/kg em Março de 2019) e tem densidade elevada (8,9 g/cm³). O níquel

comercialmente puro é usado em componentes elétricos e eletrônicos, devido à sua boa

resistência mecânica e condutividade elétrica. Também é utilizado em equipamentos de

processamento de alimentos, devido à sua boa resistência à corrosão. O níquel e o cobre, no

estado sólido, são completamente solúveis um no outro, para todas as composíções. Por isso,

existem muitas ligas de níquel e cobre endurecidas por solução sólida (SMITH et al., 2012).

Quando o cobre é adicionado ao níquel, a resistência máxima é obtida com cerca de

(60%) de Ni. Essa liga, chamada monel, é utilizada por sua durabilidade e resistência à corrosão

em água salgada e em elevadas temperaturas. Alguns monéis contém pequena quantidade de

alumínio e titânio, endurecem por envelhecimento com precipitação de gama’ ou gama

primária (γ’), um precipitado de (Ni3Al) ou (Ni3Ti), que quase dobra a resistência à tração.

Esses precipitados resistem ao superenvelhecimento em temperaturas de até (425°C)

(ASKELAND et al., 2015).

O níquel e as ligas de níquel podem ser agrupadas da seguinte forma, com alguns

exemplos de nomes comerciais de Ligas de Níquel:

• Níquel (de diversos graus de pureza);

• Níquel ligado (com pequenos teores de elementos de liga);

• Ligas de Níquel – Cobre;

29

✓ (Monel 400): Endurecida por solução sólida;

✓ (Monel K-500): Endurecida por solubilização e precipitação;

• Ligas de Níquel – Cromo;

✓ (Inconel 600): Endurecida por solução sólida;

✓ (Inconel 718): Endurecida por solubilização e precipitação;

• Ligas de Níquel – Ferro – Cromo;

✓ (Inconel 800): Endurecida por solução sólida;

✓ (Ni-Spam L 902): Endurecida por solubilização e precipitação;

✓ (VAT 80A®): Endurecida por precipitação;

✓ (VAT 751®): Endurecida por precipitação;

✓ (VAT 30®): Endurecida por precipitação;

✓ (VAT 36®): Endurecida por precipitação.

• Ligas de Níquel – Molibdênio, (ZAVAGLIA et al., 2004).

As ligas a base de níquel são manufaturadas, forjadas ou fundidas e constituem cerca de

(45 a 50%) do total dos materiais utilizados na fabricação de motores aeronáuticos, devido à

sua excepcional resistência à fadiga e à oxidação em alta temperatura (INSTITUTO DE

METAIS NÃO FERROSOS – ICZ, 2019).

A Figura 2.1 apresenta muitas combinações de ligas de níquel, endurecidas por solução

sólida ou por precipitação.

30

Figura 2.1: Desenvolvimento de ligas de níquel forjadas (Adaptado de ASM HANDBOOK,

2000).

2.2 Superligas

Denomina-se de Superliga uma larga faixa de metais com resistência especialmente alta

em temperaturas elevadas (acima aproximadamente de 540°C), com matriz austenítica e

estrutura (CFC) (SHACKELFORD, 2008).

As superligas podem ser subdivididas em famílias, conforme os metais base que as

originam - ligas de níquel, ligas de ferro-níquel e ligas à base de cobalto, conforme ilustrado na

Figura 2.2 (CHOUDHURY e EL-BARADIE, 1998).

31

Figura 2.2: Classificação das Superligas à base de Níquel (Adaptado de CHOUDHURY, 1998).

As propriedades mecânicas importantes no desenvolvimento e caracterização de

superligas são: resistência à fluência, resistência à fadiga térmica e mecânica, estabilidade

estrutural e resistência à corrosão e oxidação a quente (NETO, 2009).

Além dos elementos básicos, como Fe, Ni e Co, as superligas apresentam geralmente

altos teores de cromo, na ordem de (10 a 25%), com o objetivo de proporcionar alta resistência

à oxidação e à corrosão em elevadas temperaturas. Os demais elementos de liga atuam no

sentido de colaborar para o aumento da resistência mecânica, principalmente da resistência à

fluência (YAEDU, 2003).

As superligas à base de níquel podem ser forjadas e fundidas, dependendo da aplicação

envolvida. As superligas à base de Fe-Ni são extensão da tecnologia do aço inoxidável e

geralmente são forjadas. As superligas à base de cobalto também podem ser forjadas e fundidas,

dependendo da composição envolvida. A Figura 2.3 compara a tensão de ruptura das três classes

de superligas (ASM HANDBOOK, 2000).

32

Figura 2.3: Comparação da tensão de ruptura das três classes de superligas (ASM

HANDBOOK, 2000).

Um resumo dos principais elementos de liga e seus efeitos na resistência à corrosão em

alta temperatura e corrosão aquosa de ligas a base de níquel está mostrado na Tabela 2.1.

33

Tabela 2.1: Principais elementos de liga e seus efeitos na resistência à corrosão de ligas a base

de níquel (ASM HANDBOOK, 2000).

ITEM Elemento Efeitos

1 Níquel

Aumenta a resistência a quente.

Aumenta a resistência à oxidação.

Aumenta estabilidade metalúrgica.

Aumenta a resistência à corrosão.

2 AlumínioAumenta a resistência à oxidação.

Endurecedor por envelhecimento.

3 FerroAumenta economia de liga.

Aumenta controle da expansão térmica.

4 Ytrium Aumenta a resistência à oxidação.

5 Lantânio Aumenta a resistência à oxidação.

6 Cobre Aumenta a resistência à oxidação (Ligas Ni-Cu).

7 Nióbio


Endurecedor por envelhecimento.


8 Enxofre Aumenta usinabilidade.

9 CromoAumenta a resistência à oxidação.

Aumenta a resistência à corrosão aquosa.

10 Carbono Aumenta a resistência a quente.

11 Silício Aumenta a resistência à oxidação.

12 Cobalto



Aumenta controle da expansão térmica.

13 Molibdênio



Pode reduzir a resistência à oxidação.

14 Nitrogênio



Aumenta estabilidade metalúrgica.

15 TitânioEndurecedor por envelhecimento.

Aumenta estabilidade carbonetos.

16 TungstênioAumenta a resistência à corrosão.


17 Óxido de Ytrium


Aumenta resitência reduzindo o tamanho de grão.

Pode reduzir a resistência à oxidação.

34

Algumas das superligas de níquel mais conhecidas são:

1) Superligas de soluções sólidas à base de níquel (Ni-Cr) resistentes à corrosão:

• (Hastelloy B2) liga de níquel-molibdênio;

• (Hastelloy C-276) liga de níquel-molibdênio-ferro-cromo-tungstênio;

• (Inconel 600) liga de niquel-cromo-ferro;

• (Inconel 601) liga de niquel-cromo-ferro-Alumínio;

• (Inconel 625) liga de níquel-molibdênio-cromo-nióbio.

2) Ligas endurecidas por precipitação à base de ferro

• (Incoloy 903) ferro-níquel-cobalto.

3) Ligas endurecidas por precipitação à base de níquel

• (Astroloy) níquel-cobalto-cromo-molibdênio-titânio-alumínio;

• (Incoloy 901) níquel-ferro-cromo-molibdênio-titânio-alumínio;

• (Inconel 706) níquel-ferro-cromo-cobalto-nióbio;

• (Nimonic 80A, Ni30, VAT 36®) níquel-cromo-titânio-alumínio com aplicações

de componentes de turbinas, válvulas de motores, parafusos para alta

temperatura, peças para reator nuclear. Esta liga está destacada na Figura 2.4,

em que as superligas de níquel estão demonstradas.

Figura 2.4: Classificação das Superligas à base de Níquel (Adaptado de LORIA, 1989).

35

• (Rene 41) níquel-cromo-cobalto-molibdênio-ferro-titânio-alumínio;

• (Rene 95) níquel-cromo-cobalto-molibdênio-titânio-alumínio-tungstênio-

nióbio);

• (Udimet 500) níquel-cromo-cobalto-molibdênio-ferro-titânio-alumínio);

• (Waspaloy) níquel-cromo-molibdênio-titânio-alumínio-cobalto), (METALS

HANDBOOK, 1980) e (SILVA et al., 2014).

A maioria das Superligas listadas contém adições de cromo para resistência à oxidação

e corrosão. Eles são materiais caros, mas suas características mecânicas e físicas

constantemente justificam seus custos. Por exemplo, entre 1950 e 1980, o uso de superligas em

motores a jato de aeronaves subiu de (10%) para (50%) em peso.

2.2.1 Superligas à base de níquel

Foram desenvolvidas várias superligas à base de níquel, usadas em peças de turbinas a

gás, as quais têm de suportar temperaturas elevadas e condições de oxidação graves, além de

apresentar boa resistência à fluência (SMITH et al., 2012).

As superligas à base de níquel consistem fundamentalmente em três fases:

Fase (1) - Matriz austenítica Gama (γ);

Fase (2) - Uma fase secundária com os precipitados (Ni3Al) e (Ni3Ti), chamada de

Gama’ ou Gama primária (γ’);

Fase (3) - Várias fases secundárias com partículas de carbonetos, devido à adição de

cerca de (0,01 a 0,04% C) como;

• Carboneto (MC);

• Carboneto (M23C6);

• Carboneto (M6C).

36

A fase Gama (γ) é a matriz austenítica a base de níquel, com a estrutura (CFC) e que

permite amplo teor de elementos em solução sólida, como Fe, Cr, Co, Mo, Ti, e Al. Esta fase

possui alta dutilidade, devido a seus vários sistemas de deslizamentos, é estável em várias faixas

de temperatura e não apresenta transformações alotrópicas.

A fase Gama primária (γ’) (estrutura CFC ordenada), com fórmula Ni3(Al,Ti), é a

responsável pela resistência mecânica em altas temperaturas e pela estabilidade destas ligas.

Isto, porque as discordâncias presentes na fase (γ) encontram dificuldades de penetrar na fase

(γ’), em parte porque esta fase é uma fase atomicamente ordenada (NATHAL, M.V. et al.,

1983).

Os principais elementos que formam precipitados de (γ’) são Ni, Nb, Ta e,

principalmente, Al e Ti. A fase (γ’) pode se transformar em precipitados de outro elemento

(Ni3X) se a liga for supersaturada de titânio, nióbio ou tântalo. A fase (Ni3Al) é a mais estável,

seguida em ordem, por (Ni3Ti), (Ni3Nb) e (Ni3Ta) (ASM HANDBOOK, 2000).

A célula unitária consiste de átomos de Ni no centro das faces e átomos de Al nos cantos

do cubo. Alguns elementos como Co, Cu e Pt substituem preferencialmente o Ni, enquanto Ti,

Nb e Ta substituem as posições do Al. Os elementos como Cr e Fe podem ocupar ambos os

sítios (DURAND-CHARRE, 1997). A Figura 2.5 mostra um exemplo de uma micrografia

desse material.

Figura 2.5 – Microestrutura de superliga a base de níquel contendo a matriz (γ) (ASM

HANDBOOK, 2000).

37

A fase eta (η) (estrutura Hexagonal Compacta HC), fórmula (Ni3Ti), é a fase (γ’),

metaestável, rica em titânio, transformada em (Ni3Ti). A formação da fase (η), uma fase

deletéria, pode alterar as propriedades mecânicas e os efeitos da fase devem ser determinados

numa base individual da liga, que em geral se precipita na forma de agulhas de Widmanstatten.

O excesso de nióbio resulta numa fase metaestável eta (η), transformando-se numa Gama’’ ou

Gama secundária (γ’’) (estrutura tetragonal de corpo centrado TCC), fórmula (Ni3Nb), que

precipita-se em formato de discos achatados, coerentes com a matriz (γ).

A fase delta (δ) (estrutura ortorrômbica), fórmula (Ni3Nb), é o resultado de, por

equilíbrio, o excesso de nióbio se transformar nesta fase também deletéria, que se precipita em

alta temperatura, em forma de agulhas ou em filmes, nos contornos de grão (ASM

HANDBOOK, 2000) e (FARINA, 2010).

Ambas as fases (γ’) e (γ’’) podem apresentar picos de dureza, considerando que a

transformação para o grosseiro e alongado (Ni3Nb) (estrutura ortorrômbica) resulta num

decréscimo de dureza. As fases precipitadas são função da química da liga e do tratamento

térmico dado ao material antes do serviço ou da exposição à temperatura / tempo da aplicação

em serviço.

A classe de Superliga à base de níquel mais importante é a endurecida por precipitação

de componentes intermetálicos numa matrix (CFC). Para ligas de níquel-titânio/alumínio o

precipitado endurecedor é o Gama primária (γ’). Essas ligas típicas são as ligas forjadas de

(Waspaloy) e (Udimet (U)-720) ou as ligas fundidas de (René 80) e (Inconel 713). Para ligas

níquel-nióbio o precipitado endurecedor é o Gama secundária (γ’’). Essas ligas típicas são o

(Inconel 718). Algumas ligas a base de níquel podem conter ambos elementos, nióbio mais

titânio e/ou alumínio e utilizar ambos precipitados endurecedores (γ’) e (γ’’). Ligas deste tipo

são (Inconel 716) e (Inconel 909). Outra classe de superliga a base de níquel é a essencialmente

endurecida por solução sólida. Ligas tais como (Hatelloy X) e (Inconel 625). As ligas a base de

níquel endurecidas por solução sólida podem derivar de algunas endurecimentos adicionais de

carbonetos e/ou precipitações de compostos intermetálicos (ASM HANDBOOK, 2000).

Os carbonetos (estrutura cúbica), com fórmulas (MC) nos quais (M) pode ser Ti, Ta,

Nb, Hf, Th e Zr, são dependentes dos teores de C e de N das ligas e dos elementos formadores

das ligas, e elevam as resistências ao desgaste e mecânica. Os carbonetos são formados na

região de transformação do estado sólido-líquido de uma superliga fundida, durante a

solidificação. E estabilizam os contornos de grão em temperaturas elevadas. Estes carbonetos

38

apresentam estrutura (CFC) densa, compacta e de alta resistência mecânica, sendo considerados

uns dos componentes mais estáveis encontrados na natureza. Os carbonetos são estáveis em

altas temperaturas, mas não são estáveis em baixas temperaturas. Durante o tratamento térmico

de envelhecimento ou em condições de serviço, os carbonetos podem decompor-se lentamente,

produzindo carbono e este se difunde e inicia importantes reações, formando os carbonetos do

tipo (M6C) e (M23C6), ricos em Cr, Fe, Mo e W. (SZCZOTOK et al., 2006).

Os carbonetos (estrutura CFC), com fórmula (M23C6) nos quais (M) pode ser Cr em

ligas a base de níquel, estão presentes em temperaturas mais baixas e apresentam uma forte

tendência a se formar nos contornos de grãos da fase Gama (γ). Estes carbonetos possuem uma

estrutura cúbica complexa, geralmente aparecendo em forma de partículas volumosas,

descontínuas e irregulares, embora possam aparecer em forma de plaquetas ou com formatos

geométricos regulares, como glóbulos, conforme mostra a Figura 2.6 (WOLFF, 1982).

Figura 2.6 – Microestrutura de superliga a base de níquel (ASM HANDBOOK, 2000).

Os carbonetos (estrutura CFC complexa), com fórmula (M6C) nos quais (M) pode ser

Mo e W, formam-se entre temperaturas (815 a 980°C) e aparecem quando os teores de

elementos refratários são elevados (GUO et al., 2008).

Os boretos (estrutura tetragonal), com fórmula (M3B2) nos quais (M) pode ser Mo, Ta,

Nb, Ni, Fe e V, estão presentes em ligas com elevado teor de B (Gobbi, 2013).

39

A fase Mi (μ) (estrutura romboédrica), cuja fórmula é ((Fe,Co)7(Mo,W)6), está presente

em ligas com elevado teor de Mo e de W e precipita-se na forma de agulhas de Widmanstaten

em altas temperaturas (FARINA, 2006).

A fase Laves (estrutura hexagonal), com fórmulas (Fe2Nb), (Fe2Ti), (Fe2Mo), (Co2Ta)

e (Co2Ti), é uma fase deletéria e precipita-se na forma de glóbulos alongados após exposição à

altas temperaturas (FARINA, 2006).

A fase Sigma (σ) (estrutura tetragonal), com fórmulas (FeCr), (FeCrMo), (CrFeMoNi),

(CrCo) e (CrNiMo), também é uma fase deletéria e precipita-se geralmente na forma de

glóbulos alongados, em ligas que permanecem por longos períodos entre temperaturas (540° a

980°C) (FARINA, 2006).

2.2.2 Superligas para válvulas de motor de combustão interna

Nos motores de combustão interna de quatro tempos de ignição ou centelha, existem

basicamente dois tipos de válvulas, as de admissão e as de exaustão. Esses motores são

máquinas termodinâmicas, nas quais uma mistura formada por ar-combustível, parcialmente

vaporizado no sistema de alimentação, é admitida no seu interior (1º tempo: Admissão),

comprimida (2º tempo: Compressão), inflamada por uma centelha elétrica e queimada (3º

tempo: Combustão e expansão). O calor liberado por essa queima aumenta a pressão da mistura

previamente comprimida, a qual é transformada em trabalho mecânico por meio do movimento

retilíneo de um êmbolo. Posteriormente, esse movimento é transformado em movimento

rotativo por uma árvore de manivelas. Quando o pistão atinge o ponto morto inferior, no final

do tempo da combustão, os gases existentes no interior do cilindro já se encontram em baixa

pressão e não têm mais energia para ser aproveitada e logo devem ser descartados para que uma

nova mistura ar-combustível possa ser admitida (4º tempo: Exaustão) (LANDULFO, 2015). A

Figura 2.7 ilustra estes quatro tempos de motor.

40

Figura 2.7 – Tempo da Admissão, tempo da Compressão, tempo da Combustão e expansão e

tempo da Exaustão (LANDULFO, 2015).

As válvulas de admissão têm como função permitir a entrada da mistura de ar-

combustível na câmara de combustão e vedar perfeitamente a abertura, enquanto necessário.

Como esse componente precisa obrigatoriamente resistir à temperaturas elevadas, desgaste

mecânico e corrosão, são fabricadas de aços especiais.

As válvulas de exaustão têm como funções a saída dos gases resultantes da combustão

e vedar perfeitamente essa abertura, enquanto necessário. Devido à elevada temperatura dos

gases de escapamento, essa válvula é fabricada com metais ainda mais resistentes a

temperaturas do que a de admissão, podendo também ter, em seu interior, insertos de sódio

metálico (LANDULFO, 2015).

Para que o motor de combustão interna realize o seu ciclo de trabalho, as válvulas de

admissão e de exaustão de cada um dos cilindros, devem se abrir e fechar sincronizadamente

com os tempos do motor. Isso, para que as misturas ar-combustível entrem e os gases

queimados saiam. As válvulas dos motores de combustão interna são hastes que possuem uma

das extremidades achatadas em forma de disco, que se assentam perfeitamente em sedes no

interior das câmaras de combustão (UFSM, 2013), conforme mostra a Figura 2.8.

41

Figura 2.8 – Detalhes da posição da Válvula do motor de combustão interna e seus componentes

(UFSM, 2013).

As sedes de válvulas, quando em contato com as faces de assentamento das válvulas,

têm por função propiciar uma perfeita vedação entre as válvulas e os dutos de admissão e

escapamento do cabeçote, quando se encontram fechadas. Usualmente são fabricadas em aços

especiais resistentes a altas temperaturas. Quando não fazem parte integrante do corpo do

cabeçote são instaladas nos seus respectivos alojamentos por interferência. As sedes são

usinadas com um ângulo idêntico ao da face de assentamentos das válvulas, para que, durante

o contato, propiciem uma eficiente vedação à câmara de combustão (LANDULFO, 2015). A

Figura 2.9 ilustra as diversas partes de uma válvula típica.

Figura 2.9 – Identificação das partes de uma válvula (TRW, 2011).

42

As válvulas de motores de combustão interna se dividem em monometálicas,

bimetálicas e ocas. As válvulas monometálicas são válvulas extrudadas a quente ou são

estampadas. As válvulas bimetálicas tornam possível o uso de combinação ideal de materiais

tanto na haste como na cabeça. E as válvulas ocas servem para reduzir o peso e a temperatura.

Elas são preenchidas com sódio metálico, cujo ponto de fusão é de 97,5°C. O efeito do

movimento do sódio líquido, faz com que o calor da válvula possa se deslocar da cabeça da

válvula à sua haste, conseguindo assim, uma redução de temperatura de (80° a 150°C)

(MAHLE, 2019). A Figura 2.10 mostra diversos tipos de válvulas de motores.

Figura 2.10: Várias formas construtivas de válvulas de motores de combustão interna (LEWIS

at al., 2002).

As válvulas são componentes que sofrem altas cargas térmicas e mecânicas e que

também estão expostas à influência da corrosão. A válvula de escape é aquecida adicionalmente

pela corrente dos gases de escapamento quentes no tempo do escape.

O esfriamento das válvulas ocorre principalmente pela dissipação do calor pelo anel do

assento de válvula para o cabeçote. A parte menor do calor é dissipada pela guia da válvula ao

cabeçote. As válvulas de admissão e exaustão por estarem em contato direto com a combustão,

são bastante solicitadas, isto é, as hastes das vávulas chegam a temperaturas na faixa de 300° a

450°C e a sede atinge temperaturas médias de 600° até a ordem de 800°C. Por isso, a maioria

dos materiais das válvulas são ligas Cr–Ni que suportam temperatura de até 800°C. Para valores

acima desse limite são utilizadas válvulas com resfriamento interno por sódio (BRUNETTI,

2012).

A Figura 2.11 mostra o perfil de temperatura em uma válvula de exaustão. Para

promover a homogenização da temperatura da cabeça e também manter a sede da válvula

sempre isenta de impurezas, dota-se a válvula de exaustão de um dispositivo que produz

movimento de rotação.

43

Figura 2.11 – Fluxo de calor através das válvulas e Perfil de temperatura a plena carga

(BRUNETTI, 2012).

A concorrência existente no mercado automotivo tem exigido cada vez mais o

desenvolvimento de novas ligas para motores cada vez mais econômicos e com melhor

desempenho. Esse esforço todo tem como parceiros os fabricantes de aço inoxidável para

produzirem os aços utilizados na produção das válvulas para motores de combustão interna.

Os aços válvula têm a vantagem de suportarem temperaturas elevadas, com boa

resistência ao ataque corrosivo dos gases de combustão dos motores e aos choques térmicos e

mecânicos. Por exemplo, o aço válvula (VAT 80A®) ou (ASTM B367), (UNS N07080), (DIN

17.742) e (DIN 2.4952), é uma superliga ferro-níquel-cromo endurecida por precipitação, cuja

composição química está apresentada na Talea 2.2., possui boa resistência à fluência até 760ºC,

resistência mecânica, boa resistência à fadiga e à oxidação em altas temperaturas. Esse aço

tradicional é utilizado na fabricação de válvulas de motores de combustão interna, parafusos e

moldes usados em altas temperaturas.

As primeiras aplicações das ligas a base de níquel forjado foram as paletas de turbinas,

no início dos anos 40, por sua admirável resistência à oxidação e resistência mecânica. Estas

caracrterísticas foram melhoradas consideravlmente, pela adição de uma pequena quantidade

de titânio e alumínio em sua composição. A primeira liga nesta concepção foi a (Nimonic 80),

a qual foi posteriormente modificada para (Nimonic 80A). Mais tarde, com adição de (20%) de

cobalto, resultou no desenvolvimento da liga (Nimonic 90), que suportava temperaturas de até

50°C, superiores que a liga (Nimonic 80A). Com o crescimento das demandas solicitadas nos

projetos de turbinas mais eficientes em altas temperaturas, foram adicionados outros elementos

químicos na composição do (Nimonic 90), como titânio, alumínio e molibdênio, que resultaram

em outras ligas, como a (Nimonic 105), (Nimonic 115) e outras (EZUGWU et al., 2003).

44

Outro exemplo de aço válvula tradicional no mercado é o (VAT 751®) ou (UNS

N07751), (SAE J775) e (Alloy 751), uma superliga ferro-níquel-cromo endurecida por

precipitação. Esta liga é a liga (Inconel X750) com ligeiras modificações para aumentar a

resistência à fluência à temperatura de 870ºC, com as mesmas aplicações da liga (Inconel

X750), utilizada na fabricação de válvulas de exaustão de motores diesel, com a composição

química também mostrada na Tabela 2.2.

Tabela 2.2: Composição química dos Aços Válvula (VAT 80A®) e (VAT 751®) (VILLARES

METALS, 2018).

Material

(VAT 80A®)

Material

(VAT 751®)

Porcentagem

do peso [%]

Porcentagem

do peso [%]

1 C 0,05 0,05

2 Si

3 Mn

4 P

5 S

6 Cr 19,00 15,50

7 Al 1,40 1,10

8 Ti 2,25 2,30

9 Nb 1,00

10 Mo

11 Ni Restante Restante

12 Co

13 Cu

14 W

15 Fe 2,00 7,00

ITEMElemento

químico

Composição Química

45

2.2.2.1 Superligas (VAT 30®) e (VAT 36®)

O Aço Válvula (VAT 30®) é uma superliga ferro-níquel-cromo endurecida por

precipitação. As aplicações desta liga são em válvulas de motor a combustão interna ou outras

aplicações em alta temperatura, quando se requer que a liga possua propriedades mecânicas em

alta temperatura e muitas outras, como resistência à corrosão a ácido sulfúrico, oxidação a

quente e corrosão a quente. Esta liga tem como característica importante a alta resistência a

quente através da precipitação do Ni3(Al, Ti, Nb) e resistência à oxidação maior quando

comparado aos Aços Válvula Austeníticos (VILLARES METALS, 2018).

O Aço Válvula (VAT 36®) também é uma superliga ferro-níquel-cromo endurecida por

precipitação. A aplicação desta liga é em válvulas de motor a combustão interna ou outras

aplicações em alta temperatura e aplicação de corrosão, nas quais se requer que tenha

propriedades mecânicas em alta temperatura e muitas outras propriedades, como resistência à

corrosão a ácido sulfúrico, oxidação a quente e corrosão a quente (VILLARES METALS,

2018).

Na Tabela 2.3 estão apresentadas a composição química das ligas de Aços Válvula

(VAT 30®) e (VAT 36®).

46

Tabela 2.3: Composição química do Aço Válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) (VILLARES

METALS, 2018).

Pela comparação das composições químicas das Tabelas 2.2 e 2.3, observa-se que

diferentemente das ligas tradicionais (VAT 80A®) e (VAT 751®), as ligas (VAT 30®) e (VAT

36®) apresentam maiores teores de nióbio e menores teores de níquel (FARINA et al., 2013).

Baseado na microestrutura, o projeto da liga (VAT 30®) proporciona propriedades

similares às ligas de alto níquel, como a (VAT 751®), usada nas válvulas de motor de combustão

interna, associado com a redução de custo significativa da liga por causa do seu menor teor do

níquel. Esta liga apresenta matriz austenítica com dispersão fina de carbonetos (Nb,Ti)C e após

envelhecimento, uma dispersão fina da fase (γ’) – Ni3(Al,Ti) (VILLARES METALS, 2018).

Quanto ao projeto da liga (VAT 36®), este proporciona propriedades similares ou

maiores do que de ligas de alto níquel, como a liga (VAT 751®), usada nas válvulas de motor

de combustão interna, associado com a redução de custo significativa da liga por causa do seu

menor teor do níquel. Esta liga (VAT 36®) apresenta uma matriz austenítica com uma fina

dispersão de carbonetos (Nb, Ti)C e após envelhecimento, uma fina dispersão das fases γ’ –

Material

(VAT 30®)

Material

(VAT 36®)

Porcentagem

do peso [%]

Porcentagem

do peso [%]

1 C 0,03 ~ 0,08 0,04 ~ 0,06

2 Si 0,50 max. 0,50 max.

3 Mn 0,50 max. 0,50 max.

4 P 0,015 max. -

5 S 0,010 max. -

6 Cr 13,50 ~ 15,50 19,00

7 Al 1,70 ~ 2,10 1,95

8 Ti 2,40 ~ 2,90 1,20

9 Nb 0,55 ~ 0,80 2,00

10 Mo 0,60 ~ 0,80 -

11 Ni 30,00 ~ 33,00 36,00

12 Co 1,00 max. -

13 Cu 0,50 max. -

14 W 0,50 max. -

15 Fe Restante Restante

ITEMElemento

químico

Composição Química

47

Ni3(Al,Ti) e γ’’ – Ni3Nb. Apresenta propriedades mecânicas muito similares a das ligas (VAT

751®) e (VAT 80A®) (VILLARES METALS, 2018).

A Figura 2.12 (a) mostra a micrografia obtida com microscópio óptico e ataque com

reagente glicerégia da amostra do Aço Válvula (VAT 80A®); a Figura 2.12 (b) do Aço Válvula

(VAT 751®); a Figura 2.12 (c) do Aço Válvula (VAT 30®) e a Figura 2.12 (d) do Aço Válvula

(VAT 36®). Nas Figuras 2.12 (a), (b), (c) e (d) observa-se que todas as ligas apresentam matriz

austenítica com tamanho de grão (ASTM 6) ou mais fino e dispersão de carbonitretos do tipo

(Nb,Ti)(C,N) ricos em (NbC) com tonalidade acinzentada predominante sobre a típica

tonalidade alaranjada dos nitretos de titânio.

Observa-se que a liga (VAT 751®) apresenta uma microestrutura maclada, a qual não foi

observada nas demais ligas analisadas (FARINA et al., 2013).

48

(a) (b)

Figura 2.12: (a) A Liga de Aço (VAT 80A®) foi solubilizada a (1.120°C) por (30 min) (ar) e

envelhecida a (700°C) por (16 h); (b) A Liga de Aço (VAT 751®) foi solubilizada a (1.120°C)

por (30 min) (ar), estabilizada a (840°C) / (24 h) e envelhecida a (700°C) por (2 h) (FARINA

et al., 2013).

(c) (d)

Figura 2.12: (c) A Liga de Aço (VAT 30®) foi solubilizada a (1.050°C) por (30 min) (ar) e

envelhecida a (750°C) por (4 h); (d) A Liga de Aço (VAT 36®) foi solubilizada a (1.100°C) por

(30 min) (ar) e envelhecida a (750°C) por (4 h) (FARINA et al., 2013) e (VILLARES METALS,

2018).

Devido à dispersão dos carbonetos muito finos, a liga (VAT 30®) tem uma boa

usinabilidade como barra laminada ou na condição solução recozida, quando comparada às

ligas endurecidas por carboneto de nióbio (NbC). Essa é uma liga muito difícil de ser trabalhada

a quente com uma faixa muito estreita de temperaturas para, preferencialmente entre (900º) e

(1.100ºC) (VILLARES METALS, 2018).

49

O Aço (VAT 30®) foi projetado especialmente para a aplicação em válvula de

combustão interna, mas ele pode ser usado em aplicações que requeiram resistência mecânica

a quente, fluência, até (870ºC), especialmente corrosão contra ácido sulfúrico e resistência à

fadiga, como substituto do (VAT 80A®) e (VAT 751®) em algumas aplicações (VILLARES

METALS, 2018).

O Aço Válvula (VAT 36®) tem uma boa usinabilidade na condição laminado ou

solucão sólida precipitada quando comparada às ligas resistentes por carbonetos de (NbC). Essa

é uma liga de excelente trabalhabilidade a quente também, por causa do teor de titânio mais

alumínio (Ti+Al) menor do que (4,0 %) (porcentagem de massa), o que é muito importante para

dutilidade a quente da liga. Esta liga tem como sua característica importante a alta resistência a

quente através da precipitação do Ni3(Al,Ti,Nb) e resistência à oxidação maior quando

comparado às ligas de nível mais alto de desenvolvimento (VILLARES METALS, 2018).

A liga (VAT 36®) foi especialmente projetada para substituir as ligas (VAT 751®) e

(VAT 80A®) na aplicação de válvulas de motor de combustão interna e outras aplicações que

requeiram resistência mecânica, à fadiga, à fluência, dureza a quente, e resistência à corrosão

(VILLARES METALS, 2018).

Nas Figuras 2.13 estão mostrados os resultados dos ensaios de tração a quente das ligas

(VAT 30®), (VAT 80A®), (VAT 751®) e (VAT 36®) na condição envelhecida. Destes

resultados observa-se que as ligas (VAT 30®) e (VAT 751®) apresentam limite de escoamento

similar e acima dos valores das ligas (VAT 36®) e (VAT 80A®) também com limite de

escoamento similar (FARINA et al., 2013) e (VILLARES METALS, 2018).

50

(a)

(b)

Figura 2.13: (a) Curvas de tração a quente das ligas (VAT 30®) na condição envelhecida; (b)

das ligas (VAT 80A®), (VAT 751®) e (VAT 36®) na condição envelhecida (VILLARES

METALS, 2018).

Nas Figuras 2.14 (a) e (b) estão apresentados os resultados dos ensaios de dureza a

quente das ligas (VAT 80A®), (VAT 751®), (VAT 30®) e (VAT 36®).

51

(a)

(b)

Figura 2.14: (a) Dureza a quente das ligas (VAT 751®), (VAT 80A®) e (VAT 30® ou NCF3015);

(b) da liga (VAT 36®), (VAT 751®) e (VAT 80A®) (VILLARES METALS, 2018).

Destes resultados mostrados nas Figuras 2.14 (a) e (b), observa-se que a liga (VAT 30®)

apresenta a maior dureza a quente, sendo que até (650°C) a dureza permanece com o valor da

dureza em temperatura ambiente de (345 HV 10 kg). As ligas (VAT 36®) e (VAT 751®)

permanecem com praticamente a mesma dureza da temperatura ambiente até (650°C), quando

ocorre redução abrupta da dureza dessas ligas. A liga (VAT 80A®) apresentou a menor dureza

52

a quente dentre as quatro ligas avaliadas (FARINA et al., 2013) e (VILLARES METALS,

2018).

Na Tabela 2.4 está a comparação entre algumas propriedades mecânicas dos Aços

Vávula (VAT 80A®), (VAT 751®) em comparação com as dos Aços (VAT 30®) e (VAT 36®).

Tabela 2.4: Propriedades Mecânicas dos Aços Válvula (VAT 80A®), (VAT 751®), (VAT 30®)

e (VAT 36®) (VILLARES METALS, 2018) e (FARINA et al., 2013).

O Aço Válvula (VAT 36®) apresenta propriedades mecânicas similares às propriedades

das ligas (VAT 751®) e (VAT 80A®) (VILLARES METALS, 2018).

2.3 Usinabilidade

A usinabilidade expressa a facilidade com que um determinado material pode ser

usinado por uma ferramenta de corte, de maneira que certos níveis pré-determinados de forma,

tamanho e grau de rugosidade da superfície possam ser alcançados. (STAHL et al., 2012).

A usinabilidade também pode ser entendida como o grau de dificuldade de se usinar um

determinado material. Ela depende não somente das condições intrínsecas do material, mas das

condições de usinagem, características da ferramenta, condições de refrigeração, rigidez do

sistema máquina-ferramenta-peça-dispositivo de fixação e tipos de trabalhos executados pela

ferramenta (DINIZ et al., 2014).

ITEM Propriedade Mecânica / Aço Válvula VAT 80A® VAT 751® VAT 30® VAT 36®

1 Limite de Escoamento em 800°C [MPa]. 591 372 N/A 534

2Ruptura sob tensão: Tempo para ruptura a 800°C e

carga de 100 MPa [h].1.100 1.240 N/A 1.056

3Dureza à quente: Dureza Vickers 10 kg em 760°C

[HV].261 270 300 270

Nota: N/A (Não avaliado)

53

A usinabilidade não é uma propriedade de um único material, mas sim a propriedade

resultante da combinação de três materiais, o material da ferramenta combinado com o material

da peça usinada e com a substância do meio gasoso, líquido ou sólido, no qual se realiza a

usinagem. Além de ser uma grandeza tecnológica, implica também em considerações

econômicas, principalmente o custo de fabricação por peça (FERRARESI, 1977).

Diferentes aspectos de usinabilidade dos metais são afetados pelo comportamento dos

processos de corte envolvidos. Muitos dos eventos físicos que estão presentes durante o

processo de corte são dependentes uns dos outros (STAHL et al., 2012).

Os parâmetros de resultado da fabricação de peças que deveriam ser levados em conta

em conexão com a usinabilidade, podem ser ditos como terem um efeito decisivo na economia

da produção. Na avaliação da usinabilidade do material da peça de trabalho deve-se levar em

conta não apenas esses parâmetros de resultado, mas também os custos das ferramentas de corte,

das máquinas e do pessoal. Em muitos casos, os custos do material da peça podem afetar sua

usinabilidade numa maneira indireta (STAHL et al., 2012).

Os eventos ou comportamentos aplicados aos processos de corte podem ser divididos

nos seguintes cinco grupos principais de fatores de comportamento de usinagem, que

representam a base do conceito de usinabilidade tradicional (STAHL et al., 2012):

1. Superfícies produzidas e características da superfície

a. Topografia

b. Tensões residuais

c. Estrutura

d. Composição química

2. Comportamento do cavaco

a. Tipo do cavaco e dinâmicas de segmentação

b. Forma do cavaco

c. Dureza

d. Propriedades micro-geométricas

3. Forças de corte e potência de corte

a. Consumo de energia

b. Estabilidade dimensional, deformações da peça de trabalho e equipamento

c. Robustez da fixação

d. Danos das peças de trabalho na entrada e saída da ferramenta

54

e. Estabilidade do processo

4. Desgaste da ferramenta de corte

a. Desgaste de flanco uniforme

b. Desgaste localizado

c. Desgaste de cratera

d. Desgaste de entalhe e lascamento

e. Formação de trincas

f. Quebra

g. Deformação plástica

h. Difusão e reações químicas

i. Mudanças estruturais

5. Fatores ambientais

a. Geração de poeira

b. Reações alérgicas

c. Aditivos de processo, fluidos de corte

d. Nível de ruído

Algumas das características do material da peça e fatores materiais, que mais afetam o

fenômeno físico e eventos durante o processo de corte, estão descritos abaixo (STAHL et al.,

2012):

1) Dureza da matéria-prima – Como uma regra, um aumento da resistência à

deformação conduz a um aumento da força de corte e, portanto, a um aumento

na resistência de corte também. A dureza de um material é usualmente

diretamente associada com a resistência à deformação e, portanto, com a

resistência ao corte do material também (STAHL et al., 2012). Um aço de baixo

carbono, com baixa dureza e alta ductilidade tem tendência à formação de aresta

postiça de corte, favorecendo ao desgaste da ferramenta e consequentemente, à

redução da vida, além de provocar a deterioração superficial do material. Já um

aço com porcentagem de carbono um pouco maior, tem dureza um pouco maior,

ductilidade menor e portanto, melhor usinabilidade. Entretanto, um aço com

dureza maior ainda, além de um determinado valor, provoca o surgimento do

desgaste da ferramenta devido à abrasão e à difusão, o que afeta negativamente

a usinabilidade do material (DINIZ et al., 2014).

55

2) Limite de resistência à tração – A remoção do cavaco se dá por cisalhamento.

Porém, como o limite de resistência ao cisalhamento é uma grandeza que é

relacionada com a resistência à tração do material, utiliza-se esta última, como

um parâmetro levado em conta para se avaliar a usinabilidade. A resistência ao

corte, que é avaliada pela resistência à tração, afeta fortemente a temperatura do

processo. Um aumento de (1%) na resistência ao corte resulta em um aumento

de cerca de (1%) na temperatura do processo (STAHL et al., 2012).

3) Condutividade térmica – A condutividade térmica do material da peça de

trabalho afeta a temperatura do processo. O aumento de (1%) na condutividade

térmica do material da peça de trabalho resulta em várias dezenas de graus

Celsius (°C) decrescidos na temperatura do processo (STAHL et al., 2012), que

geralmente conduz a uma diminuição da taxa de desgaste da ferramenta e,

consequentemente, a um aumento da vida da ferramenta (DINIZ et al., 2014).

4) Abrasividade – Num material multi-fase, uma das fases frequentemente tem um

grau de usinabilidade mais baixo que outras. Consequentemente ocorre que uma

das fases é mais frágil que as outras. E a fase frágil, frequentemente é a mais

dura. Os aços de baixa-liga tendem a ter a usinabilidade ótima e distribuição

estrutural envolvendo um total de teor de carbono de somente (0,3%) a (0,5%).

Um teor de carbono mais baixo gera um material mais adesivo, enquanto que

um teor de carbono mais alto gera o material mais abrasivo. A abrasividade do

material pode ser quantificada ao obter-se uma pontuação baseada na diferença

de dureza entre as fases estruturais do material e a quantidade, forma e tamanho

destes componentes duros de que o material é composto (STAHL et al., 2012).

5) Coeficiente de encruamento – As características dos cavacos produzidos são

afetadas pela taxa de encruamento do material da peça, o qual resulta em

variação considerável nas características deste material, quando ocorre a

usinagem. A taxa de encruamento em combinação com a baixa condutividade

térmica pode resultar em usinabilidade bastante baixa do material (STAHL et

al., 2012). Alguns tipos de usinagem são mais sensíveis ao aumento da taxa de

encruamento. Por exemplo, numa operação de furação em cheio, o fundo do furo

na sua região central sofre bastante deformação plástica, devido às baixas

velocidades de corte envolvidas (vc = 0 no centro do furo). Com isto, na furação

de um material com alta taxa de encruamento o fundo do furo tem sua dureza e

56

resistência mecânica aumentada, o que aumenta bastante a força de avanço

necessária para realizar este furo (DINIZ, 1985).

6) Dutilidade – Quanto maior a dutilidade de um material, que é medida pelo seu

alongamento até a ruptura, menor é o tamanho que o raio do cavaco precisa para

ocorrer a ruptura. O alongamento para ruptura determina o tipo de cavaco

produzido e está relacionado com as dinâmicas do processo de corte (STAHL et

al., 2012). Quanto menor a ductilidade, maior a tendência de se formar cavacos

curtos, o que costuma beneficiar a usinabilidade, devido à menor perda de

energia com o atrito do cavaco com a superfície de saída da ferramenta, já que o

cavaco se esparrama menos sobre esta superfície. Também, quanto menor a

ductilidade, menor a tendência à formação de aresta postiça de corte (DINIZ et

al., 2014).

7) Calor específico – O calor específico, isto é, a quantidade de calor necessário

para aumentar a temperatura de uma substância, do material da peça é o fator de

efeito mais forte na temperatura do processo. O aumento de (1%) no valor do

calor específico da peça resulta numa redução de vários graus Celsius (°C) na

temperatura do processo (STAHL et al., 2012).

Esses sete fatores citados acima e ilustrados na Figura 2.15 são capazes de

individualmente ou em combinação um com outro, parcialmente ou completamente controlar

as características do material da peça que afetam a usinabilidade, bem como seu comportamento

durante o processo de corte em outros aspectos.

57

Figura 2.15 – As sete características dos materiais, que afetam suas respectivas usinabilidades

(Adaptada de STAHL et al., 2012).

Outro método, que se pode usar para comparar a dificuldade de usinagem de dois

materiais, é o do uso de diagramas polares. Coloca-se nos cinco vértices desses diagramas, os

valores das propriedades que influenciam a usinabilidade tanto de um material de referência,

como de um material em estudo, como Dutilidade, Resistência à tração, Condutividade térmica,

Dureza e Abrasividade, conforme ilustrado na Figura 2.16 (a), (b) e (c).

Analisa-se então, quanto cada propriedade influencia na usinabilidade do material em

estudo, em comparação com sua influência no material de referência.

58

(a) (b)

(c)

Figura 2.16 – (a) Exemplo de diagrama polar da usinabilidade de um material em estudo (área

sombreada); (b) Exemplo da comparação da usinabilidade do material em estudo, com o

material de referência (linha grossa); (c) Tabela dos valores dos vértices dos pentaedros

(Adaptado de STAHL et al., 2012).

Nestes diagramas polares, a usinabilidade de um material é representada pelo inverso

da área do pentaedro. De uma forma geral, pode-se dizer que o material de referência (linha

grossa), mostrado na Figura 2.16, apresenta a usinabilidade aproximadamente igual a do

material em estudo (área sombreada) (YAMANE et al, 2006).

Praticamente toda a energia mecânica associada à formação do cavaco se transforma em

energia térmica, isto é, em calor. As fontes geradoras desse calor são a deformação do metal,

seu cisalhamento nos planos primário e secundário de cisalhamento do cavaco, o atrito do

cavaco com a ferramenta e o atrito da ferramenta com a peça. Essa energia térmica é dissipada

então, através do cavaco, da peça, da ferramenta e do fluido de corte. Como as regiões da

ferramenta que recebem este calor, as regiões do contato da ferramenta com a peça e do contato

do cavaco com a ferramenta são reduzidas e não mudam com o tempo durante o processo de

Material em estudo

(área sombreada)

Material de referência

(linha grossa)5 5 5 5 5

3,3 2,5 8,4 6,4 7

Resistência à

tração

Condutividade

térmicaDureza AbrasividadeDutilidade

59

usinagem, altas temperaturas são desenvolvidas na ferramenta. A quantidade de calor gerada

na usinagem aumenta com o aumento da velocidade de corte, do avanço e da profundidade de

corte. Isso, consequentemente aumenta a temperatura da ferramenta, que geralmente resulta na

aceleração do seu desgaste, do valor do coeficiente de atrito e então, da forca de corte

necessária. Portanto, os meios para tentar-se diminuir a temperatura gerada na usinagem são

escolher materiais da peça que apresentem menor coeficiente de atrito com a ferramenta e com

tensão de cisalhamento mais baixa, materiais da ferramenta com maior resistência ao calor e

fluidos de corte, não somente refrigerantes, mas lubrificantes também (DINIZ et al., 2014).

2.4 Rugosidade de superfícies usinadas

A rugosidade de uma superfície é composta de irregularidades finas ou erros

geométricos resultantes da ação inerente ao processo de corte. Os fatores que afetam a

rugusidade de superfícies torneadas são:

1) A composição química do material da peça que pode favorecer o aparecimento

de aresta postiça de corte (APC);

2) A dureza e dutilidade;

3) Tamanho de grão e dureza dos microconstituintes;

4) A consistência metalúrgica ao longo de toda a secção transversal do material da

peça (MACHADO et al., 2009).

Durante a ação da ferramenta, partes do material à frente desta são comprimidas pela

superfície de saída. Uma porção desse material, vizinha à porção de material que se transforma

em cavaco, recupera-se elasticamente e outra porção sofre deformação plástica em uma direção

perpendicular ao movimento da ferramenta, sem, no entanto, se separar da peça. Somente uma

porção de material é removida em forma de cavaco. O restante fica na peça em forma de

rebarbas dos sulcos formados, prejudicando o acabamento (BUTTERY & ARCHARD, 1971).

Alguns fatores que influenciam a rugosidade da peça (Rmax teor) num processo de

usinagem são:

1) O raio da ponta da ferramenta (rƐ) e o avanço de corte (f) – Estes dois fatores

contribuem geometricamente para a formação da rugosidade da superfície,

60

conforme mostra a Figura 2.17, que ilustra uma superfície torneada ideal (DINIZ

et al., 2014).

Figura 2.17: Perfil teórico de rugosidade de peça torneada (DINIZ et al., 2014).

O valor de Rmax mostrado na Figura 2.17, chamado de rugosidade máxima teórica, é o

menor valor de rugosidade máxima possível de ser obtido em uma operação de torneamento e

pode ser dado pela equação 2.1.

Rmax teor = f ²

8 .rƐ (Equação 2.1)

Onde Rmax teor = Rugosidade máxima teórica [mm]

f = avanço [mm/volta]

rƐ = raio da ponta [mm]

Assim, levando-se em consideração somente a contribuição geométrica, um aumento do

avanço causa aumento substancial da rugosidade da peça e o aumento do raio de ponta causa

sua diminuição.

61

1) Vibração – A vibração do conjunto ferramenta-peça causa variação da posição

instantânea da ferramenta em relação à peça, fazendo com que a Figura 2.17 não

reflita exatamente o que ocorre num processo real. A vibração é dependente dos

esforços de corte, da rigidez estática e da dinâmica do sistema máquina-

ferramenta-dispositivo da fixação-peça. Num processo de torneamento, as

direções tangenciais e de profundidade (direção radial num torneamento

longitudinal) são as menos rígidas e, portanto, é importante que se reduzam as

forças nestas direções para ter-se baixa vibração e consequentemente, boa

rugosidade. Para isto, em processo de acabamento, principalmente em situações

pouco rígidas, como por exemplo, em torneamento externo de eixos finos e

compridos ou torneamento interno de furos longos, utilizam-se ferramentas com

ângulos de saída positivos para diminuir-se a força de corte, componente da força

de usinagem na direção tangencial. Além disso, utiliza-se ângulo de posição

próximo a 90° e raios de ponta pequenos com o objetivo de diminuir-se a força

na direção radial (DINIZ et al., 2014). Vê-se que o raio de ponta da ferramenta

tem efeitos opostos na rugosidade da peça. Por um lado, seu aumento diminui a

contribuição geométrica para a formação da rugosidade (equação 2.1). Por outro

lado, sua diminuição diminui a componente radial da força de usinagem

diminuindo a vibração e consequentemente, contribuindo para diminuir a

rugosidade. Por isso, somente utiliza-se raios de ponta grandes em operações de

torneamento em acabamento, se tanto peça, quanto temperatura forem bastante

rígidos. Em situações em que peça e/ou ferramenta forem pouco rígidos, utiliza-

se raio de ponta pequeno e para compensar o aumento da rugosidade causado

pela maior contribuição geométrica (equação 2.1), utiliza-se avanços bastante

baixos.

2) Dutilidade – Uma menor dutilidade resulta numa menor deformação plástica da

porção de material da superfície da peça vizinha ao cavaco que se transforma em

rugosidade, como citado anteriormente (BUTTERY & ARCHARD, 1971).

Assim, materiais menos dúteis tendem a gerar rugosidades menores na peça.

62

2.5 Potência de corte em processo de usinagem

A potência de corte (Pc) é o produto da força de corte com a velocidade de corte (vc),

conforme descrito por Diniz et al. (2014):

Pc = Fc .vc

60 .1000 (Equação 2.2)

Onde Pc = potência de corte [kW]

Fc = força de corte [N]

vc = velocidade de corte [m/min]

A força de corte (Fc) é o produto da pressão específica de corte (Ks) com a área da

secção de corte (A), de acordo com Diniz et al. (2014):

Fc = Ks . A (Equação 2.3)


Ks = pressão específica de corte [N/mm2]

A = área da secção de corte [mm2]

63

Como no torneamento, a área de corte é calculada pelo produto da profundidade de corte

(ap) com o avanço (f), tem-se (DINIZ et al., 2014):

A = ap . f = b . h (Equação 2.4)

ap = profundidade de corte [mm]

f = avanço de corte [mm/volta]

b = comprimento de corte [mm]

h = espessura de corte [mm]

Portanto, conforme foi apresentado por Kienzle em 1951, uma fórmula simples e prática

para cálculo da Força de corte (Fc) é a mostrada a seguir, conforme mostrado por Ferraresi

(1977):

Fc = Ks . h . b = (Ks1) . h(1−z) . b (Equação 2.5)


Ks1 = constante específica de corte tabelada da fórmula de Kienzle [N/mm2]

1-z = coeficiente tabelado da fórmula de Kienzle

h = espessura de corte [mm]

b = comprimento de corte [mm]

64

Alguns fatores que influenciam a pressão específica de corte (Ks) e consequentemente

a potência de corte das ferramentas num processo de usinagem são:

1) Material da peça – Segundo Ferraresi (1977), a composição química do

material tem significativa influência sobre o (Ks). Por exemplo, o aumento da

porcentagem de fósforo, diminui o valor do (Ks). E segundo Kienzle & Victor,

o tipo recozimento do material (recozido, normalizado, recozido com granulação

grosseira ou beneficiado) não apresenta influência sobre o valor de (Ks).

Segundo Diniz (2014), com o aumento de carbono dos aços, o (Ks) aumenta.

Com o aumento de elementos como chumbo e boro e de sulfeto de manganês, o

(Ks) diminui. É comum, que quando a dureza da peça cresce, o (Ks) também

cresce.

Segundo Santos (2007), quanto maior a resistência do material da peça, maior a

resistência ao cisalhamento e as forças de usinagem serão superiores. A

usinagem de materiais extremamente dúcteis, como o alumínio comercialmente

puros, têm a área da secção efetiva de corte maior, porque o cavaco esparrama-

se mais sobre a superfície de saída, gerando maior atrito e consequentemente,

(Ks) maior, que um outro material com propriedades semelhantes, mas com

menor ductilidade.

2) Material e geometria da ferramenta – Segundo Machado et al. (2009), a variação

do material da ferramenta provoca variação do coeficiente de atrito do contato

ferramenta / cavaco e isso, pode influir na variação do (Ks). Quanto à variação

da geometria, o aumento do ângulo de saída (γ) e principalmente do ângulo de

inclinação (λ), provocam uma diminuição do (Ks), pois a deformação do cavaco

diminui. Entretanto, com o aumento de (γ) a resistência da ferramenta diminui e

aumenta a sensibilidade aos choques da mesma. Com a diminuição do ângulo de

folga (α), o atrito do contato peça / ferramenta aumenta e então, o (Ks) cresce.

Segundo Diniz et al. (2014), ferramentas com cobertura de nitreto de titânio

tendem a diminuir o coeficiente de atrito entre as superfícies cavaco / ferramenta

e ferramenta / peça, aumentando assim o (Ks).

3) Secção de corte (A) – De acordo com Diniz et al. (2014), com o aumento da

secção de corte, a pressão específica de corte (Ks) diminui, sobretudo devido ao

aumento do avanço (f). Entretanto, o crescimento da profundidade de corte (ap),

65

praticamente não se altera a valor de (Ks), uma vez que esse crescimento só

aumenta o comprimento do contato entre ferramenta / peça, sem aumentar as

velocidades envolvidas.

4) Velocidade de corte – Conforme citado por Ferraresi (1977), a pressão específica

de corte (Ks) diminui com o aumento da velocidade de corte vc, em velocidade

de corte baixas. Segundo Machado at al. (2009), isso ocorre pela diminuição da

deformação e da dureza do cavaco, devido ao aumento da temperatura de corte,

consequência do aumento da vc e dos coeficientes de atrito provocados. De

acordo com Diniz et al. (2014), no corte de materiais dúteis com velocidades de

corte baixas, em que ocorre a formação de aresta postiça de corte (APC), o valor

da pressão específica de corte (Ks) tende a variar, dependendo do tamanho e

geometria da APC, devido ao efeito do aumento do ângulo efetivo de saída que

a aresta proporciona. Porém, acima de um determinado valor de velocidade de

corte, na faixa típica da usinagem de aços com ferramenta de metal duro

recoberta, sua influência no valor de (Ks) pode ser considerada desprezível.

5) Condições de lubrificação e refrigeração – Segundo Diniz et al. (2014), quanto

mais eficiente for a penetração do fluido de corte na região usinada, maior será

o efeito lubrificante deste fluido e consequentemente, menor será a pressão

específica de corte (Ks), E quanto maior a velocidade de corte vc utilizada, maior

a dificuldade de penetração do fluido nesta região do corte. De acordo com

Machado et al. (2009), isto ocorre, devido ao fato desta dificuldade de acesso do

fluido à região do corte modificar as condições de atrito no contato cavaco /

ferramenta. E quanto maior a velocidade de corte, menos significativo será o

efeito lubrificante do fluido de corte na formação do cavaco.

6) Estado de afiação da ferramenta – De acordo com Ferraresi (1977), o estado de

afiação da ferramenta exerce importante influência sobre a pressão específica de

corte (Ks). fazendo com que dentro da faixa de desgaste admissível da

ferramenta, a força de corte atinja valores (25%) maiores que os valores que se

têm com ferramenta com início de vida. Segundo Diniz et al. (2014), a pressão

específica de corte (Ks) aumenta, conforme o desgaste da cunha cortante na

superfície de folga, chamado desgaste de flanco (VB), cresce. Isto, por causa do

crescimento do atrito do contato ferramenta / peça. Entretanto, quando o

desgaste é na superfície de saída da ferramenta, o chamado desgaste de cratera,

o crescimento da pressão específica de corte (Ks) não é tão superior. De acordo

66

com Santos et al. (2007), nas situações em que o desgaste de cratera vai

evoluindo, ocorre o aumento de ângulo de saída (γo) e com isso, a redução da

(Ks).

2.6 Desgastes e Avarias da ferramenta

De acordo com Machado et al. (2009), independentemente da dureza e resistência da

ferramenta de corte e da resistência do material da peça, mais cedo ou mais tarde, a ferramenta

de corte sofrerá algum desgaste, até ao ponto de precisar ser substituída. Por isso, a importância

da análise do processo de desgaste da ferramenta de corte e a necessária tomada de ações para

ajudar a prolongar a vida da aresta de corte.

Os fenômenos que causam perda de eficácia em uma ferramenta de corte, por mudanças

na geometria da aresta de corte são os desgastes (perdas contínuas e microscópicas de partículas

da ferramenta sob a ação do cavaco e/ou da peça), como o frontal ou de flanco, de entalhe e de

cratera e as avarias, como a deformação plástica, lascamento, trincas e quebra (DINIZ et al.,

2014).

A Figua 2.18 demonstra as principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte, em

que estão representados com a letra (A), o desgaste de cratera; com a letra (B), o desgaste de

frontal ou de flanco e com as letras (C) e (D), desgastes de entalhe.

67

Figura 2.18: Principais áreas de desgaste de uma ferramenta de corte (Adaptado de

DEARNLEY e TRENT, 1982).

Segundo Machado et al. (2009), outro fenômeno causador de mudanças na geometria

da aresta de corte, que promove a perda de material e ocorre de forma repentina e inesperada,

são as chamadas avarias. Elas podem ser o lascamento da aresta, trincas de origem mecânica

ou térmica, deformação plástica e quebra da aresta de core.

Na figura 2.19 estão representadas as quatro avarias descritas. Com as letras (A) e (B)

estão as deformações plásticas da aresta de corte, com a letra (C) está o lascamento, com a letra

(D) estão as trincas de origem térmica, que usualmente são perpendiculares à aresta, com a letra

(E) estão as trincas de origem mecânica, que são paralelas à aresta e com a letra (F) está a quebra

da ferramenta de corte.

Figura 2.19: Avarias de uma ferramenta de corte (Adaptado de DINIZ et al., 2014).

68

O surgimento de uma avaria (lascamento, trincas de origem mecânica ou térmica e

quebra) na ferramenta de corte é mais raro de ocorrer num processo contínuo como no

torneamento, a não ser por erro de escolha das condições de corte muito acima das

recomendadas para uma determinada ferramenta, da geometria da ferramenta ou da existência

de um raro defeito de fabricação da ferramenta (MACHADO et al., 2014).

A vida da ferramenta é o tempo em que a mesma trabalha efetivamente, até perder sua

capacidade de corte, dentro de um critério previamente estabelecido, que neste nosso estudo, é

o desgaste de flanco máximo VBmax = 0,3mm.

O desgaste de flanco (VBmax) está ilustrado na Figura 2.20.

Figura 2.20 – Parâmetro (VBmax) utilizado para medição do desgaste da ferramenta de corte

(DINIZ et al., 2014).

Um fator que influencia o aquecimento da ferramenta e consequentemente, sua vida,

está relacionado aos mecanismos causadores de desgaste da ferramenta, que se apresentam no

processo de usinagem. Um dos principais mecanismos de desgaste da ferramenta de corte é a

abrasão mecânica ou o atrito da ferramenta com as partículas duras de um elemento rígido

69

(peça) ou flexível (cavaco), conforme ilustrado na Figura 2.21 (b). Este mecanismo é o causador

do desgaste frontal ou de flanco, em altas velocidades de corte (DINIZ et al., 2014).

Figura 2.21 – Mecanismos de desgaste em ferramentas de corte - (a) aderência ou adesão

(attrition); (b) abrasão e (c) difusão (Adaptado de MACHADO et al., 2009).

Um incentivo para o aparecimento da abrasão na ferramenta, indicada na ferramenta

pelo aparecimento de sulcos abrasivos e paralelos na direção do fluxo do material, é o aumento

da temperatura de corte, que reduz a dureza à quente e resistência ao desgaste da ferramenta.

Portanto, o desgaste pela abrasão propicia a remoção da cobertura da ferramenta, o que leva ao

aumento do coeficiente de atrito da ferramenta e consequentemente, a outro mecanismo

causador de desgaste da ferramenta, a aderência ou adesão (attrition), dando um aspecto áspero

à região. Neste mecanismo, o material do cavaco em formação adere à ferramenta, mas

ciclicamente, esta camada aderida é removida pelo movimento relativo entre os elementos em

contato. Esta remoção se dá não na interface entre as duas superfícies, mas removendo material

70

da ferramenta. Este material, bastante duro, percorre seu caminho na interface provocando atrito

com a ferramenta, removendo mais material dela devido à abrasão. Além de depender da

temperatura de corte, a aderência ou adesão (attrition) depende da ductilidade do material da

peça. Quanto mais dútil, maior sua tendência à aderência. Este mecanismo é responsável tanto

pelo desgaste de cratera quanto pelo desgaste de flanco. Para que a adesão/attrition ocorra na

superfície de folga é necessário que parte do cavaco em formação seja extrudado entre

ferramenta e peça e, assim, adira à superfície de folga. Para que isto ocorra, alguma vibração

entre ferramenta e peça deve ocorrer, a fim de que haja espaço entre estes dois elementos para

que a extrusão aconteça (DINIZ et al., 2014) (TRENT, 2000).

O mecanismo de difusão no estado sólido, isto é, a transferência de átomos entre a

ferramenta e o cavaco é um fenômeno microscópico que depente da temperatura na zona de

corte, da duração do contato, da afinidade físico-quimica entre os materiais em contato e da

intensidade do contato entre os metais envolvidos. Este mecanismo, que depende da

temperatura de corte, é o principal causador do desgaste de cratera (DINIZ et al., 2014). Devido

ao fato de que este mecanismo ocorre no nível microscópio, a superfície da ferramenta

desgastada por difusão apresenta aspecto liso. A presença de camadas de cobertura inertes

quimicamente com o ferro, com a camada de óxido de alumínio, impede a difusão na usinagem

de materiais ferrosos.

Em baixas velocidades de corte, o mecanismo de desgaste da Aresta Postiça de Corte

(APC) se manifesta. Durante a usinagem, forma-se na superfície de contato entre o cavaco e a

superfície de saída da ferramenta, uma camada de cavaco, que permanece aderida à aresta de

corte, conforme mostrado na Figura 2.22. À medida que ela vai se formando, o material da peça

que passa sobre ela, a deforma e consequentemente, a encrua, fazendo com que ela tenha

resistência suficiente para funcionar como uma aresta de corte. A partir de uma determinada

altura, a APC torna-se instável e se rompe, levando consigo partículas da aresta de corte,

causando o desgaste. Esta APC modifica o comportamento da ferramenta com relação à força

de corte, acabamento superficial e desgaste da ferramenta de corte. Portanto, nas velocidades

baixas, o desgaste é relativamente elevado por causa do cisalhamento da APC e da Aderência

(DINIZ et al., 2014).

71

Figura 2.22 – Aresta postiça de corte (DINIZ et al., 2014).

O mecanismo da oxidação é provocado na maioria dos cortes de metais, devido às altas

temperaturas e à presença de ar e de água, presente nos fluidos de corte. Isto, caso não se

tomasse os cuidados necessários para a conservação do fluido de corte, como o uso de

elementos anti-oxidantes, para que o fluido de corte não se torne ácido e provoque corrosão /

oxidação da ferramenta. Este mecanismo, que depende da temperatura de corte, é o principal

causador do desgaste de entalhe (DINIZ et al., 2014). Novamente, a presença de camadas de

cobertura como a de óxido de alumínio minimiza bastante a ocorrência do desgaste por

oxidação.

Figura 2.23 – Diagrama dos mecanismos de desgaste das ferramentas de corte em função da

temperatura (KÖNIG & KLOCKE, 1997 apud MACHADO et al., 2009).

72

Analisando-se o Diagrama da Figura 2.23, verifica-se que os mecanismos de desgaste

das ferramentas, que mais dependem da temperatura de corte, e consequentemente da

velocidade de corte e do avanço, são a difusão, a abrasão e a oxidação e que o desgaste total

aumenta muito com o aumento da temperatura de corte (MACHADO et al., 2009).

Baseado no trabalho de Diniz, Machado e Correa (2016), a determinação do mecanismo

de desgaste da ferramenta de corte é uma tarefa fundamental para o desenvolvimento das

mesmas, que dependem basicamente do material da peça de trabalho, da operação de corte, das

propriedades do material da ferramenta, das condições de corte e do sistema de refrigeração e

lubrificação das ferramentas. A adesão ou aderência (attrition) é um mecanismo de desgaste de

ferramentas de corte muito importante na usinagem de materiais dúteis, como aços e aços

inoxidáveis, em que também ocorre a abrasão. Na usinagem de aços inoxidáveis super duplex,

o desgaste ocorre por cauda da rebarba dura, formada no final da profundidade de corte, fazendo

um sulco na camada de cobertura do inserto, a removendo desta região. Após a remoção desta

cobertura, o material da peça de trabalho adere-se a esta região, causando o desgaste de entalhe,

geralmente por esta attrition. No torneamento do aço martensítico (S41000) e aço inoxidável

super martensítico (S41426), com ferramenta de metal duro com cobertura, com velocidade de

corte de (100 m/min), ocorrem em diferentes regiões desgastadas da ferramenta, os mecanismos

de attrition, abrasão e difusão. Na usinagem do aço inoxidável martensítico (S41000), com uma

velocidade de corte mais alta, de (200 m/min), o mecanismo de desgaste que prevalece é a

difusão e na usinagem do aço inoxidável super martensítico (S41426), o mecanismo de desgaste

predominante é a attrition. Na operação de fresamento do aço inoxidável (PH), a attrition foi o

principal mecanismo de desgaste da ferramenta de corte sem fluido, com Mínima Quantidade

de Fluido (MQF) e sistema de refrigeração e lubrificação abundante da ferramenta. Quando

uma taxa baixa de fluxo de óleo puro foi usada, a ação de lubrificação da ferramenta fez

diminuir a adesão do material da peça de trabalho na ferramenta de corte e consequentemente,

reduzir a ação da attrition. Por esse motivo, esta ferramenta apresentou a vida de ferramenta

mais longa de todos os ensaios.

73

2.7 Métodos de Refrigeração/Lubrificação do processo de corte

O fluido de corte pode ser aplicado sob diversas combinações de direções e vazões,

como detalhado nos itens a seguir (SANTOS et al., 2007).

2.7.1 Método de jato do fluido de corte em baixa pressão ou por gravidade

Este método, que dispensa o uso de dispositivos especiais, é o mais usado devido

à sua simplicidade. Nele, o fluido de corte é aplicado contra a superfície superior do cavaco

(Direção A) ou ainda na saída da ferramenta (Direção B), conforme ilustrado na Figura 2.24,

em baixa pressão, basicamente sob a ação da gravidade. Neste caso, o fluido vai de encontro à

superfície fraturada do cavaco, sendo arrastado para fora da interface cavaco-ferramenta

(SANTOS et al., 2007).

Figura 2.24: Direções de aplicação do fluido de corte (Adaptado de DA SILVA, 2006).

74

2.7.1.1 Método de usinagem sem fluido de corte e/ou com Mínima Quantidade

de Fluido (MQF)

Alguns fatores relevantes para a seleção do fluido de corte e de seu sistema de aplicação,

como por exemplo, custos, efeitos sobre o meio ambiente e a saúde do operador precisam ser

levados em conta ao se comparar diferentes métodos de lubrificação e refrigeração de

ferramentas com o convencional (aplicação com baixa pressão). Sendo a área de contato

cavaco-ferramenta muito pequena, uma vazão menor de fluido de corte poderia ser suficiente,

para a obtenção de resultados semelhantes de vida de ferramenta e de qualidade da peça usinada

(SANTOS et al., 2007).

Para realizar-se a usinagem sem fluido de corte, é necessário utilizar-se as condições de

usinagem mais adequadas e as ferramentas de corte com baixo coeficiente de atrito, com alta

dureza a quente e estabilidade química (DINIZ et al., 2014).

Baseado nos resultados do trabalho de Diniz e Micaroni (2002), com processo de

torneamento em acabamento de aço SAE1045 (Dureza 55-59 HRD), com ferramentas de raio

(rε = 0,4 mm) e (rε = 0,8 mm), com corte usando emulsão oleosa (6%) e corte a seco, pôde-se

verificar que o uso de refrigeração/lubrificação com fluido de corte proporciona vida de

ferramenta mais longa do que no corte a seco, mas o uso do avanço de corte mais alto reduz

esta diferença da vida da ferramenta, entre os cortes com e sem fluido de corte. Ainda de acordo

com Diniz e Micaroni (2002), o corte a seco requereu menos potência de corte e produziu uma

superfície menos rugosa, do que a do corte com fluido de corte. Estes autores concluíram que

o aumento do raio da ferramenta de corte aumenta a vida da ferramenta e a potência de corte

necessária. Concluíram também, que para tornar viável a utilização da usinagem a seco são

necessárias a diminuição da velocidade de corte, o aumento do avanço, na mesma proporção

para que o tempo de corte fique constante, e do raio da ferramenta.

Como em alguns processos, a usinagem completamente a seco não é possível, uma

alternativa é o corte com Mínima Quantidade de Fluido (MQF). Este método caracteriza-se pela

pulverização de uma quantidade mínima de óleo, como por exemplo, menos de (60 ml/h). Esta

mistura ar-óleo é de baixa capacidade de refrigeração da ferramenta, mas de alta capacidade de

lubrificação da área de corte (DINIZ et al., 2014).

Apesar da usinagem com MQF gerar interesse ecológico, deve-se ponderar outros

aspectos para que este método de lubri-refrigeração seja implementado. O primeiro deles é o

75

nível de poluição ambiental gerada pelo vapor, névoa ou fumaça de óleo dissipado no ar. O

segundo aspecto é com consumo do fluido de corte, que é em geral constituído de óleo integral

e o terceiro, é o ruído gerado por este processo, devido à utilização de ar comprimido para

injeção do spray de ar/óleo (DINIZ et al., 2014). Já é corrente no meio industrial atualmente, o

uso de aspiradores para remoção da névoa do ambiente da máquina ferramenta, conectado com

um condensador do óleo presente nesta névoa, a fim de retornar este óleo para o tanque de

armazenamento, evitando seu desperdício.

Normalmente as direções de aplicação do MQF, são as (Direções B) e (C) da Figura

2.24. Embora os resultados das pesquisas sejam promissores, como a redução das forças de

usinagem e da rugosidade da peça, que são obtidas, eles não são consistentes. Isto é, os

resultados apresentam variações de desempenho, de acordo com as condições de corte,

diferentemente do que acontece com o método do jato de fluido de corte em baixa pressão

(MACHADO et al., 2009).

2.7.2 Método de jato de fluido de corte em alta pressão

Este método, em que um jato de fluido em alta pressão e vazão é injetado nas (Direções

A) e/ou (B) da Figura 2.26, tem como objetivo aumentar a quebra do cavaco e aumentar a

lubrificação e refrigeração das interfaces cavaco-ferramenta e/ou ferramenta-peça (SANTOS et

al., 2007).

Desenvolveu-se um sistema com conjunto de suporte porta-ferramenta e ferramenta de

corte vazados, para permitir a passagem interna do fluido com alta pressão e redução do contato

do cavaco com a ferramenta (ISCAR, 1991). A pressão e a vazão podem variar até (25,83

kgf/cm² e 2,3 l/min). Com ele, a camada de fluido aplicada na interface cavaco-ferramenta

diminui muito a geração de calor nesta região (Direção B) e mantém seu interior e a superfície

de saída (Direção C) constantemente sob resfriamento (SANTOS et al., 2007).

Esse método é adequado para ser utilizado em operações de usinagem de materiais com

altas taxas de encruamento, além de alta resistência à temperatura, pois a usinagem destes

materiais resulta na formação instável de cavacos, vibrações, além de acabamentos superficiais

76

ruins e curta vida das ferramentas. Além disso, a alta resistência mecânica, alta dutilidade e

baixa condutividade térmica, incentivam diversos mecanismos de desgaste da ferramenta como

difusão, abrasão, aderência (attrition) e aresta postiça de corte (APC), que faz com que se

reduza a vida de ferramentas, comparando-se à usinagem dos aços comuns. Os jatos em alta

pressão devem ser direcionados para a região onde se forma o cavaco (Direção B), a fim de

diminuir o comprimento de contato entre o cavaco e a superfície de saída da ferramenta. Desta

forma, a refrigeração pode ter maior influência sobre geração, distribuição e dissipação do calor,

assim como no desenvolvimento do desgaste da ferramenta, além de atuar também na formação

e quebra dos cavacos. A utilização deste método de jato em alta pressão favorece a melhora do

escoamento de cavacos, o aumento da vida das ferramentas, melhora a segurança e aumenta a

produtividade dos processos (SANDVIK COROMANT, 2016).

Para o bom funcionamento deste sistema com alta pressão é necessário, que as máquinas

estejam preparadas com:

• Tubulações resistentes à passagem dos fluidos refrigerantes em alta pressão;

• Bombas de alta pressão de pelo menos (70 bar) para a região de corte e com

volume vazão de (40 a 80 l/min);

• Sistema seguro de fixação das ferramentas, que permita a passagem do fluido

em alta pressão, com garantia de estabilidade da própria máquina

(SANDVIK COROMANT, 2016).

Este método de refrigeração de alta pressão corretamente aplicado oferece benefícios

importantes para as peças usinadas, como:

• Melhoria do controle de cavacos em torneamento devido à curvatura que o

jato em alta pressão direcionado à superfície de saída da ferramenta

proporciona ao cavaco;

• Possibilidade de utilização de maiores velocidades de corte devido à

refrigeração mais eficiente e também à lubrificação que o fluido proporciona

ao processo;

• Maiores vidas de ferramentas do desbaste ao acabamento, mesmo em

materiais de baixa usinabilidade, por exemplo, ligas de níquel e titânio;

• Tempos de usinagem mais curtos;

• Redução das paradas de máquina devido ao aumento da vida da ferramenta;

• Aumento da qualidade das peças (SANDVIK COROMANT, 2016).

77

No sistema construído por SANDVIK Coromant (2016), a refrigeração em alta pressão

utiliza olhais, dispositivos por onde flui a refrigeração da bomba para a ferramenta (Figura

2.27). Estes dispositivos otimizados produzem jatos paralelos e laminares de fluido em alta

velocidade, direcionados para o lugar certo da ferramenta e no ângulo correto da aresta de corte.

Estes olhais são fixos e pré-direcionados, quando montados na ferramenta, para dispensar

ajustes pelo operador. Dependendo do tipo de ferramenta, o porta-ferramenta é equipado com

dois ou três destes olhais, que são conectados à máquina-ferramenta ou a uma bomba adicional

(SANDVIK COROMANT, 2016).

Os jatos de refrigeração têm três efeitos principais:

I. Proporcionar refrigeração/lubrificação à ferramenta na interface cavaco-

ferramenta (Direção B);

II. Afastar rapidamente os cavacos da superfície de saída da ferramenta,

reduzindo o desgaste da mesma;

III. Ajudar a quebrar os cavacos em pedaços pequenos e retirá-los da área de

corte, conforme ilustrado na Figura 2.25 (SANDVIK COROMANT, 2016).

Figura 2.25: Ilustração do trajeto de um jato de fluido de refrigeração de alta pressão por

um porta-ferramenta com três olhais (SANDVIK COROMANT, 2016).

Magri, Diniz e Suyama (2016) realizaram ensaios de torneamento da liga de níquel

(Inconel 625) (Dureza 238 HV), com refrigeração da ferramenta de corte em pressão

convencional, em alta pressão direcionado à superfície de folga, em alta pressão direcionado à

78

superfície de saída e em alta pressão sobre ambas as superfícies da ferramenta (folga e saída).

Eles concluiram que o uso da refrigeração em alta pressão promove o aumento da vida da

ferramenta de corte. Verificaram também que a direção do fluxo do fluido de corte em alta

pressão (sobre a superfície de saída ou folga da ferraemnta) não influencia na vida da ferramenta

de corte. Porém, observaram que a vida da ferramenta diminui quando o fluxo do fluido de

corte é dividido, entre as duas superfícies da ferramenta (folga e saída). Em termos de

rugosidade da superfície da peça de trabalho, a injeção da refrigeração da ferramenta de corte

em alta pressão na superfície de folga, gera rugosidade superficial menor, tanto no início quanto

no final da vida da ferramenta. Quando a refrigeração da ferramenta de corte com pressão

convencional foi usada, nenhum desgaste foi o principal e foi causado pelo serrilhamento da

rebarba dura (efeito da alta taxa de encruamento da liga) na cobertura da ferramenta, no final

da profundidade de corte, que propiciava a abertura de um sulco nesta região que era seguido

pelo mecanismo de desgaste de attrition. Quando a refrigeração da ferramenta de corte com

alta pressão foi usada, a maior eficiência da refrigeração pelo fluido injetado evitou muito da

perda da dureza da cobertura da ferramenta causada pela temperatura e consequentemente, isto

fez com que a cobertura se mantivesse mais resistente ao efeito do serrilhamento da dura

rebarba e neste caso não ocorresse o desgaste de entalhe. Concluíram, portanto, que nas

condições do trabalho utilizadas por deles, o desgaste de entalhe foi o principal tipo de desgaste

da ferramenta de corte causado pelo serrilhamento feito pela rebarba seguido pelo mecanismo

de attrition.

Diniz e Micaroni (2007) realizaram ensaios de torneamento em condições

deacabamento de aço SAE1045 (Dureza média 96 HRB), com corte usando emulsão oleosa

vegetal (concentração de 6%) e a seco; refrigeração da ferramenta com pressão convencional e

taxa de vazão (9 l/min) e com alta pressão, duas taxas de vazão (11 e 2,5 l/min) e em três

direções cada (superfície de folga, superfície de saída e superfícies de folga e saída, em

conjunto). Concluíram que a maior vida da ferramenta foi obtida em duas condições. Uma das

condições em que eles obtiveram a maior vida da ferramenta foi com a refrigeração em alta

pressão, direcionada simultaneamente para as superfícies de folga e saída da ferramenta e com

alta taxa de vazão e a outra condição foi com a refrigeração em alta pressão, direcionada para a

superfície de saída da ferramenta e com baixa vazão. Quando o fluido de corte foi injetado na

superfície de folga da ferramenta, o mecanismo de desgaste de adesão/attrition causou um

grande desgaste de cratera. Quando o fluido de corte não foi aplicado na superfície de folga, a

adesão do material do cavaco na superfície também estava presente, mas não forte o suficiente

79

para arrancar partículas da ferramenta com ele e então, o desgaste de cratera não foi tão

substancial. Quando o fluido de corte foi aplicado somente sobre a superfície de saída, a vida

da ferramenta diminuiu com o aumento da vazão. Isto foi causado pelas reações químicas entre

a ferramenta e substâncias presentes no fluido, que criaram marcas escuras na superfície da

ferramenta e diminuiram sua resistência ao desgaste. No corte a seco, a vida da ferramenta é

menor, mas não excessivamente menor e ele pode ser usado naqueles casos em que não existe

danos térmicos à peça. A Refrigeração da ferramenta com pressão convencional não foi

recomendada pelos autores, uma vez que ela não melhorou a vida da ferramenta, em

comparação com o corte a seco.

O trabalho de Diniz, Micaroni e Hassui (2010) foi feito com processo de torneamento

em acabamento de aço SAE1045 (Dureza média 96 HRB), usando duas velocidades de corte

(490 e 570 m/min), com corte usando emulsão oleosa vegetal (concentração de 6%) e a seco;

com três tipos de refrigeração da ferramenta, uma com pressão convencional, alta vazão (11

l/min) e sem direcionamento do jato de fluido; outra com alta pressão, alta vazão e jato de fluido

direcionado para a superfície de saída da ferramenta e a terceira, com alta pressão, baixa taxa

de vazão (2,5 l/min) e jato de fluido também direcionado para a superfície de saída da

ferramenta. Os resultados dos ensaios com (vc = 490 m/min) foram que a vida da ferramenta

com refrigeração em alta pressão e baixa taxa de vazão apresentou maior vida da ferramenta,

do que com alta vazão e levemente maior que com a refrigeração convencional e corte a seco.

A refrigeração foi menos eficiente com esta vc, mesmo em alta pressão. O corte a seco pode ser

usado nesta vc sem afetar excessivamente a vida da ferramenta. Os resultados dos ensaios com

(vc = 570 m/min) foram que o uso da refrigeração com alta pressão do fluido de corte provoca

maior vida da ferramenta, do que usando refrigeração com pressão convencional ou corte a

seco. Observa-se, portanto, que nesta (vc), a refrigeração aumenta efetivamente a vida da

ferramenta, porém a influência da vazão de fluido não foi significativa, isto é, a melhor condição

seria a escolha de uso da refrigeração com alta pressão e baixa vazão. Quanto ao desgaste das

ferramentas, não ocorreu ou o desgaste de cratera foi muito raso usando as duas (vc) e o desgaste

de entalhe foi causado por abrasão ou Attrition, independentemente da condição de refrigeração

empregada. A refrigeração da ferramenta com alta pressão fez com que o fluido de corte

atingisse uma região próxima à região de desgaste, mas não alcançou a interface peça-

ferramenta e assim sendo, não proporcionou a lubrificação destas regiões. Quando a (vc = 570

m/min) foi usada, a vida da ferramenta foi mais curta, por causa da temperatura da ferramenta

ter sido mais alta. As condições de refrigeração da ferramenta não afetaram a potência de corte

80

no começo da vida da ferramenta. Esta é prova de que a lubrificação, que teria reduzido a

potência de corte específica, não ocorreu mesmo sob alta pressão do fluido de corte.

Conforme consta no trabalho de Sharman, Hughes e Ridgway (2007), feito em processo

de torneamento em acabamento de liga de níquel INCONEL 718 (Dureza 45 HRC), usando três

velocidades de corte (40, 60 e 80 m/min); com corte usando emulsão oleosa semi-sintética

(concentração de 5%); com refrigeração da ferramenta em quatro níveis de alta pressão (70,

150, 300 e 450 bar) e com pressão convencional e cada um dos três tipos de direcionamentos

do jato de fluido (superfície de folga, superfície de saída e ambas as superfícies em conjunto).

Os ensaios deste trabalho mostraram que a refrigeração ultra-alta pressão (450 bar) não

promoveu um aumento significativo da vida da ferramenta quando comparado com a pressão

convencional, nas condições testadas. É provável que a temperatura gerada nas condições deste

torneamento em acabamento do aço INCONEL 718, não foi suficientemente alta para ter-se o

benefício a ser obtido pelo resfriamento da ferramenta em ultra-alta pressão de fluido de corte.

Quando a refrigeração ultra-alta pressão foi usada na superfície de saída da ferramenta, o nível

de desgaste frontal (flanco) foi reduzido em comparação com a pressão convencional, mas o

desgaste de entalhe não foi afetado. Os resultados também mostraram que a aplicação da

refrigeração com ultra-alta pressão não influenciou a deformação microestrutural da peça e,

assim, a rugosidade superficial obtida foi comparável à refrigeração convencional tanto quando

se utilizou ferramentas novas quanto quando se utilizou ferramentas em fim de vida. O grando

efeito da refrigeração e redução da área de contato da ferramenta e dos coeficientes de atrito

obtidos com a refrigeração em ultra-alta pressão, comparado com a refrigeração convencional

seria esperado por abaixar os níveis da deformação microestrutural pela redução das forças de

corte e temperatura. Entretanto, nenhum benefício foi constatado. O perfil da microdureza

obtido quando se utilizou ferramentas em fim de vida mostra um endurecimento não

significativo da camada próxima da superfície comparável ao de ferramentas novas. Em geral,

quando se usa uma ferramenta de corte gasta, um endurecimento superficial numa profundidade

de (100 μm) é produzido. Entretanto, quando aumenta-se a refrigeração ultra-alta pressão com

jato de fluido direcionado para a superfície de saída, para por exemplo, de (300) para (450 bar),

não percebe-se diferença entre os perfis obtidos no corte com ferramentas novas ou gastas.

Acredita-se que este efeito possa ser causado por um ou mais dos seguintes fatores:

(a) O desgaste de flanco menor que o experimentado sob estas condições de

operação;

81

(b) Uma redução no nível de atrito entre o desgaste de flanco e a superfície da peça,

causado pela refrigeração forçada na zona de contato pelo jato de alta pressão;

(c) Uma redução do calor introduzido na superfície da peça.

Tensões residuais compressivas foram induzidas quando o corte com uma ferramenta

nova com refrigeração de (450 bar) foi direcionada para a superfície de saida (só a de saída).

Em contraste, no corte com refrigeração utilizando pressão convencional, alta tensão residual

de tração foi induzida na camada superficial e uma grande zona compressiva foi induzida abaixo

desta camada. Quando foi feito o corte com uma ferramenta gasta, a tensão residual de tração

superficial aumentou drasticamente, até o máximo de (1.650 MPa), valor verificado ao usar-se

a refrigeração convencional; um grande nivel de tensão compressiva também foi gerado. O uso

da refrigeração em ulta-alta pressão produziu uma clara redução no nível de tensão residual

desenvolvida na camada superficial (aproximadamente 900 MPa) devido à habilidade de

aumento da refrigeração do jato em alta pressão. Os resultados mostram que é possível

provocar-se tensões residuais compressivas diretamente num componente, removendo-se a

necessidade de aplicar-se tratamentos caros, posteriores à usinagem, como jateamento com

esferas e à laser.

82

3. MATERIAIS E MÉTODOS

Neste capítulo estão descritos os materiais e equipamentos utilizados neste trabalho,

além do planejamento e métodos e experimentais, que foram empregados. Estas informações

são de muita importância para a documentação deste trabalho científico, uma vez que possibilita

o registro de seus detalhes e um melhor entendimento dos processos empregados, para uma

possível reprodução do mesmo por pesquisadores, com intenções de futuro desenvolvimento

deste mesmo assunto. Para cada aço válvula estudado neste trabalho, o (VAT 30®) e o (VAT

36®), o planejamento experimental utilizou três variáveis de entrada em dois níveis cada uma

em experimentos de torneamento externo longitudinal. A primeira variável foi a velocidade de

corte, utilizada no nível recomendado pelo fabricante da ferramenta para as condições utilizadas

e outra com valor 20% maior. Uma segunda variável de entrada foi a condição de refrigeração

da ferramenta, pressão convencional com fluido injetado na (Direção A) da Figura 2.26 e alta

pressão (70 bar) de aplicação do fluido direcionado à superfície de saída da ferramenta

((Direção B) da Figura 2.26). A terceira variável de entrada foi a geometria da ferramenta:

ferramenta com geometria denominada negativa (com ângulo de saída (-6°) e ângulo de folga

do inserto 0°) e ferramenta denominada positiva (com ângulo de saída 0° e ângulo de folga do

inserto 7°).

Na Figura 3.1 é mostrado um fluxograma das tarefas realizadas para que os

experimentos fossem concluídos e, a partir do item 3.1, tem-se a descrição dos materiais

utilizados, bem como dos métodos.

83

Figura 3.1 - Fluxograma das atividades desenvolvidas para realização dos ensaios.

3.1 Materiais e equipamentos

A máquina ferramenta utilizada nos testes de torneamento externo deste trabalho está

localizada no Laboratório de Usinagem da FEM/UNICAMP e é um Torno horizontal CNC

modelo Galaxy 20, fabricante ROMI, com potência de (15 kW) e rotação máxima do eixo

árvore de (4.500 rpm).

A potência de corte consumida nesta operação de usinagem foi registrada, por um

Analisador de Energia, modelo RE 4001 fabricado pela empresa Embrasul, pertencente ao

Laboratório de Usinagem da FEM/UNICAMP, que depois de conectado a um

microcomputador, informa os valores da potência de corte.

84

A operação de torneamento externo deste trabalho foi feita utilizando uma emulsão

oleosa de fluido de corte, à base de óleo vegetal miscível em água e isento de cloro, fornecida

pelo fabricante BLASER Swisslube, na concentração de 6%.

O rugosímetro portátil 2D utilizado era do modelo SJ 201-P, fabricado pela empresa

MITUTOYO, pertencente ao Laboratório de Usinagem da FEM/UNICAMP, fixado numa base

magnética colocada sobre o barramento do torno, para fornecer diretamente o parâmetro de

rugosidade (Ra) do corpo de prova fixado na placa e no contra-ponto rotativo da máquina.

O microscópio óptico utilizado neste trabalho foi o modelo BX51-M, fabricado pela

empresa OLYMPUS e a câmera óptica de 1,3 M pixels usada foi o modelo Moticam 1000,

marca MOTIC, conectada a um microcomputador. As imagens geradas pela câmera eram

processadas por um programa de processamento de imagens MOTIC Images Plus, com o qual

se pode medir o valor de desgaste de flanco das ferramentas (VB). Estes equipamentos estão

localizados no Laboratório de Usinagem da FEM/UNICAMP.

O microscópio eletrônico de varredura (MEV) utilizado neste trabalho foi o modelo

EVO/MA15, marca ZEISS (Alemanha), pertencente ao Laboratório de Engenharia de Materiais

da FEM/UNICAMP. O MEV possui o recurso de Espectrometria de energia dispersiva (EDS),

que permite a identificação semi-quantitativa dos elementos químicos presentes na superfície

analisada. Este equipamento foi utilizado para análise do mecanismo de desgaste das

ferramentas em fim de vida.

O durômetro utilizado neste trabalho foi o fabricado pela empresa REICHERTER

c.STIEFELMAYER, com o qual se pode medir o valor da dureza Brinell à temperatura

ambiente dos corpos de prova. Este equipamento está localizado no Laboratório Químico da

empresa Chassis Brakes International de Campinas (CBI).

O microdurômetro utilizado neste trabalho foi o modelo FV-800, fabricado pela

empresa VICKERS HARDNESS TESTER, com o qual se pode medir o valor da microdureza

Vickers à temperatura ambiente das amostras e dos corpos de prova usinados. O microscópio

óptico utilizado em conjunto com o microdurômetro neste trabalho foi o modelo DFC295,

fabricado pela empresa LEICA, conectado a um microcomputador, com o qual se pode medir

a distância entre as identações geradas pelo microdurômetro. Estes equipamentos estão

localizados no Laboratório de Engenharia de Materiais da FEM/UNICAMP.

85

O sistema de medição 3D para forma e acabamento utilizado neste trabalho foi o modelo

Infinite Focus SL, fabricado pela empresa ALICONA. Este equipamento está localizado no

Núcleo de Laboratórios de Ensino de Engenharia do Departamento de Engenharia

Elétrica/Mecânica da Universidade Federal de São Carlos (UFSCAR), conforme ilustrado na

Figura 3.2. Ele foi utilizado para se avaliar com precisão a microgeometria das arestas de corte

utilizadas. O resultado desta análise está mostrado no Apêndice (L) deste trabalho.

Os testes de torneamento deste trabalho foram realizados com dois tipos de suporte

porta-ferramenta, com ângulos de saída diferentes, conforme ilustrado na Figura 3.2.

Figura 3.2: Ângulo de saída (γ): (a) ferramenta positiva (+γ); (b) ferramenta neutra (γ=0) e (c)

ferramenta negativa (-γ) (Adaptado de ASTAKHOV, 2006).

O primeiro suporte porta-ferramenta tinha ângulo de saída negativo fornecido pela

empresa SANDVIK Coromant, código ISO PCLNR 2525 M12 HP, conforme mostrado na

Figura 3.3.

86

Figura 3.3: Croqui do suporte porta-ferramenta negativo utilizado no processo de torneamento

externo (SANDVIK COROMANT, 2015).

Neste suporte foram utilizados insertos de metal duro fornecido pela empresa

SANDVIK Coromant, código ISO CNMG 120404 MF e substrato classe ISO M15 ou S20,

conforme detalhamento mostrado na Figura 3.4. Este tipo de inserto era revestido com tripla-

camadas de TiAlN/(Al,Cr)2O3/TiAlN pelo processo PVD feito pelo fabricante.

87

Figura 3.4: Croqui do inserto de metal duro para tipo de ferramenta negativo no processo de

torneamento externo (SANDVIK COROMANT, 2015).

O fabricante recomenda que este inserto com classe ISO M15 ou S20 seja utilizado em

velocidades de corte médias até baixas. Este substrato é excelente quando for necessária a ação

de corte vivo com tenacidade superior da aresta. A grande resistência a choques térmicos o

torna adequado para cortes levemente intermitentes (SANDVIK Coromant, 2012).

A principal função da primeira camada deste revestimento de tripla camadas deste

inserto, a de TiAlN, é a de aumentar a tenacidade da aresta de corte. A função da segunda

camada, a de óxido, é a de aumentar a resistência ao calor e a resistência ao desgaste de cratera

da ferramenta. E a função da terceira camada (mais externa), de TiAlN, é a de dar uma cor

uniforme à ferramenta, melhorar a detecção do desgaste (SANDVIK Coromant, 2012) e

também diminuir seu coeficiente de atrito.

88

O segundo tipo de suporte porta-ferramenta tinha ângulo de saída positivo, código ISO

SCLCR 2525 M09 HP, conforme mostrado na Figura 3.5.

Figura 3.5: Croqui do suporte porta-ferramenta positivo utilizado no processo de torneamento

externo (SANDVIK COROMANT, 2015).

Os insertos utilizados neste tipo de suporte eram de metal duro fornecido pela empresa

SANDVIK Coromant, código ISO CCMT 09T304 MF e substrato classe ISO M15 ou S20,

conforme detalhamento mostrado na Figura 3.6. Este inserto era revestido com tripla-camadas

de TiAlN/(Al,Cr)2O3/TiAlN pelo processo PVD feito pelo fabricante, com as mesmas camadas

utilizadas no inserto negativo, conforme mostrado anteriormente.

89

Figura 3.6: Croqui do inserto de metal duro para tipo de ferramenta positivo no processo de

torneamento externo (SANDVIK COROMANT, 2015).

Dois aços válvula diferentes foram utilizados como corpos de prova dos testes de

torneamento, quais sejam: (VAT 30®) e (VAT 36®), ambos fornecidos pela empresa

VILLARES METALS, em barras com dimensões máximas de diâmetro 114 mm e

comprimento 206 mm. Estes dois aços foram produzidos por dois equipamentos especiais,

sendo um deles do processo de Fusão por Indução a Vácuo (Vacuum Induction Melting -

V.I.M.), conforme mostrado na Figura 3.7. Este equipamento é composto por uma câmara com

um cadinho de fusão por indução e um sistema de bombeamento, a fim de fazer o vazamento

das ligas metálicas sob atmosferas com baixas pressões parciais de oxigênio e outros gases.

Isto, para que os lingotes de metais com baixíssimo nível de inclusões sejam obtidos e ligas

com faixas muito estreitas de composição química sejam produzidas. O outro processo especial

utilizado é o do processo de Refusão por Escória Eletrocondutora (Electroslag Remelting -

E.S.R.), em que são produzidos lingotes com baixíssimos níveis de segregação e com excelente

microestrutura bruta de solidificação.

90

Figura 3.7: Croqui dos equipamentos de produção dos Aços Válvula (VAT30®) e (VAT36®)

(VILLARES METALS, 2018).

91

As composições químicas e propriedades físicas destes Aços Válvulas (VAT30®) e

(VAT36®) estão mostradas nas Tabelas 3.1; 3.2; 3.3; 3.4; 3.5 e 3.6.

Tabela 3.1: Composição química do Aço Válvula (VAT 30®) (VILLARES METALS, 2018).

Tabela 3.2: Propriedades físicas do Aço Válvula (VAT 30®) (VILLARES METALS, 2018).

O aço válvula (VAT 30®) é um aço níquel-cromo-ferro, indicado para a fabricação de

válvulas de motores de combustão interna, em aplicações em que são requeridas resistência

mecânica em alta temperatura até 870°C, resistência à corrosão específica de ácido sulfúrico, à

oxidação e à corrosão a quente e resistência à fadiga.

ITEMElemento

químico

Porcentagem

do peso [%]

1 C 0,03 ~ 0,08

2 Si 0,50 max.

3 Mn 0,50 max.

4 P 0,015 max.

5 S 0,010 max.

6 Cr 13,50 ~ 15,50

7 Al 1,70 ~ 2,10

8 Ti 2,40 ~ 2,90

9 Nb 0,55 ~ 0,80

10 Mo 0,60 ~ 0,80

11 Ni 30,00 ~ 33,00

12 Co 1,00 max.

13 Cu 0,50 max.

14 W 0,50 max.

15 Fe Restante

ITEM Descrição Valor

1 Limite de Resistência à tração [MPa] 1.087,6

2 Alongamento [%] 28,1

3 Dureza a 760°C [HV] 299,0

4 Condutividade térmica (k) a 700°C [W/m.K] 17,4

5 Densidade (ρ) a 25°C [kg/m³] 7.861,1

6 Calor específico (c) a 750°C [J/kg.K] 823,5

92


Válvula (VAT 30®) (VILLARES METALS, 2018).

Conforme consta na Tabela (3.3) para o Aço Válvula (VAT 30®), o valor total de (Al +

Ti) é de (4,10 ~ 5,00%), sendo maior do que (4,00%), valor limite muito importante para a

ductilidade a quente da mesma.

Tabela 3.4: Composição química do Aço Válvula (VAT 36®) (VILLARES METALS, 2018).

1 Al 1,70 ~ 2,10

2 Ti 2,40 ~ 2,90

TOTAL (Al + Ti) 4,10 ~ 5,00 4,00

VALOR LIMITE

(Al + Ti)ITEM

Elemento

químico

Porcentagem

do peso [%]

ITEMElemento

químico

Porcentagem

do peso [%]

1 C 0,04 ~ 0,06

2 Si 0,50 max.

3 Mn 0,50 max.

- P -

- S -

4 Cr 19,00

5 Al 1,95

6 Ti 1,20

7 Nb 2,00

- Mo -

8 Ni 36,00

- Co -

- Cu -

- W -

9 Fe Restante

93

Tabela 3.5: Propriedades físicas do Aço Válvula (VAT 36®) (VILLARES METALS, 2018).

O aço válvula (VAT 36®) também é um aço níquel-cromo-ferro, indicado para a

fabricação de válvulas de motores de combustão interna ou outras aplicações em que sejam

requeridas propriedades mecânicas em alta temperatura e muitas outras propriedades como

resistência à corrosão específica de ácido sulfúrico, oxidação e corrosão a quente.


Válvula (VAT 36®) (VILLARES METALS).

Conforme consta na Tabela (3.6), o valor total de (Al + Ti) é de (3,15%), sendo menor

do que (4,00%), o valor limite muito importante para a ductilidade a quente da mesma.

Croquis dos corpos de prova de cada aço válvula deste trabalho, com suas dimensões

estão mostrados nas Figuras 3.8 (a), (b), (c) e (d) e alguns exemplos dos corpos de prova em

barra pré-torneada.

ITEM Descrição Valor

1 Limite de Resistência à tração [MPa] 1.017,1

2 Alongamento [%] 31,3

3 Dureza a 760°C [HV] 270,0

4 Condutividade térmica (k) a 700°C [W/m.K] 24,2

5 Densidade (ρ) a 25°C [kg/m³] 7.870,9

6 Calor específico (c) a 750°C [J/kg.K] 810,4

1 Al 1,95

2 Ti 1,20

TOTAL (Al + Ti) 3,15 4,00

VALOR LIMITE

(Al + Ti)ITEM

Elemento

químico

Porcentagem

do peso [%]

94

Figura 3.8 (a): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 30®) utilizados nos

testes práticos de torneamento externo.

Figura 3.8 (b): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 30®) utilizados nos


95

Figura 3.8 (c): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 36®) utilizados nos


Figura 3.8 (d): Croqui de um dos dois corpos de prova do aço válvula (VAT 36®) utilizados nos


96

As vistas frontal e lateral dos corpos de prova pré-torneados e pré-furados estão

mostrados nas Figuras 3.9 (a), (b) e (c). Os corpos de prova tinham dimensões diferentes porque

vieram da siderúrgica com dimensõs bastante diferentes e heterogêneas. Nos experimentos de

torneamento estes corpos de prova eram usinados em seus diâmetros com avanço na direção

axial.

Figura 3.9: (a) Barra pré-torneada e pré-furada; (b) Vista frontal e (c) Vista lateral de um dos

quatro corpos de prova deste trabalho, pré-torneado e pré-furado.

3.2 Métodos

3.2.1 Análise da Abrasividade de amostras dos aços válvula

Para o processo de preparação das amostras para a análise da abrasividade dos

aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), um amostra de cada aço foi cortada, ambas foram

embutidas, polidas e atacadas quimicamente com solução de água régia, na seguinte

composição:

• 3 partes de ácido clorídrico (HCl);

• 1 parte de ácido nítrico (HNO3).

Utilizando-se então, o microscópio óptico acoplado ao microcomputador, três imagens

de sua microestrutura foram captadas. Essas imagens foram analisadas utilizando-se o software

97

“IMAGEJ”. A análise da abrasividade se deu utilizando-se a média do percentual da área da

amostra ocupada por carbonetos (partículas duras).

3.2.2 Análise da Dureza Brinell em temperatura ambiente de amostras dos aços

válvula

Para o processo de medição da Dureza na escala Brinell em temperatura ambiente dos

aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), as amostras foram cortadas e lixadas, além de verificado

se a superfície de medição estava paralela à base da amostra. Utilizando-se o durômetro, a média

da dureza Brinell foi obtida com cinco medições, em cada amostra de aço válvula.

3.2.3 Análise da Microdureza Vickers em temperatura ambiente de amostras dos

aços válvula

Para o processo de análise da microdureza na escala Vickers em temperatura ambiente

dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), as amostras utilizadas foram as mesmas amostras

preparadas para a análise da abrasividade. Utilizando-se o durômetro, a média de microdureza

Vickers foi obtida com cinco medições, em cada amostra de aço válvula.

3.2.4 Caracterização superficial

Os corpos de prova de aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) dos ensaios de torneamento

externo passaram por diversas análises que estão descritas a seguir.

98

O perfil de rugosidade dos corpos de prova usinados nos ensaios de torneamento foi

avaliado bidimensionalmente, longitudinalmente nas peças, ainda fixadas na placa da máquina,

em três medições equidistantes, isto é, distantes uma das outras, a 120° aproximadamente e

perpendiculares às marcas de avanço deixadas pela ferramenta do torneamento externo. O valor

adotado de cut-off foi de: 2,5 mm.

A visualização da progressão do desgaste das ferramentas durante os ensaios de

torneamento até atingir a largura máxima do desgaste de flanco (VBmax = 0,3 mm) e atingir o

fim da vida da ferramenta foi realizada utilizando-se microscópio óptico com ampliação de (60)

vezes.

3.2.4.1 Análise dos mecanismos de desgaste das ferramentas

Para a análise dos fenômenos de desgaste das ferramentas, as mesmas foram

inspecionadas no microscópio eletrônico de varredura (MEV) com o recurso de Espectrometria

de energia dispersiva (EDS) após os ensaios de torneamento externo (com as ferramentas

desgastadas).

3.2.4.2 Ferramentas tratadas para retirada do material aderido, caso

necessário

Já para a execução de uma análise mais aprofundada dos fenômenos de desgaste das

ferramentas, as mesmas tiveram a camada de material de peça aderida à ferramenta removida.

Para isso, as amostras de ferramentas desgastadas foram tratadas quimicamente com uma

solução de Glicerégia, na seguinte composição:

99

• 10 ml de ácido clorídrico (HCl);

• 8 ml ácido nítrico (HNO3);

• 5 gotas de glicerina.

Após este tratamento, as ferramentas já sem as camadas aderidas, foram novamente

inspecionadas no microscópio eletrônico de varredura (MEV) com o recurso de Espectrometria

de energia dispersa (EDS). Esse procedimento tinha o objetivo de detectar o mecanismo de

desgaste que propiciava a remoção da camada de cobertura da ferramenta, a fim de que a adesão

de material da peça/cavaco sobre a ferramenta pudesse ocorrer.

3.2.5 Ensaios de torneamento externo (ensaio de vida de ferramenta)

Esta etapa do trabalho foi realizada no Laboratório de Usinagem da FEM/UNICAMP.

Os cortes foram realizados com o avanço da ferramenta no sentido axial da peça e em

condições de acabamento. Assim, o avanço da ferramenta foi f = 0,1 mm/volta e a profundidade

de usinagem foi ap = 0,5 mm.

Com a máquina ajustada nas condições de usinagem descritas, os ensaios de vida das

ferramentas foram feitos:

1) Controlando-se o desgaste de flanco das ferramentas, até que o desgaste de flanco da

ferramenta atingisse o valor VBmax = 0,3 mm. Os ensaios eram interrompidos

frequentemente e as arestas de corte eram levadas ao microscópio óptico para terem

seus desgastes de flanco medidos;

2) Registrando-se a potência de corte da ferramenta no torno, em tempo real. A potência

somente foi medida no início de vida da ferramenta (ferramenta sem desgaste) e em fim

de vida (ferramenta com VBmax = 0,3 mm);

3) Medindo-se a rugosidade bidimensional dos corpos de prova ao fim de cada passada da

ferramenta de corte em torneamento externo, determinado pelo programa CNC da

máquina.

Um ensaio terminava quando o desgaste de flanco da ferramenta atingia o valor de VBmax

= 0,3mm. Neste momento a ferramenta era considerada em fim de vida.

100

Cada ensaio foi repetido pelo menos uma vez (ensaio e sua réplica). Se a vida da

ferramenta obtida em um determinado ensaio era mais que (20%) diferente daquela obtida na

repetição deste ensaio, uma segunda repetição era realizada (tréplica).

O sistema de fixação na máquina, dos corpos de prova de (114 mm) de diâmetro

máximo, que foram utilizados neste trabalho, foi um jogo composto de três castanhas torneadas

no próprio torno e um contra-ponto rotativo.

Durante os ensaios de todas as ferramentas, nem o corpo de prova para medição da

rugosidade superficial e nem o suporte porta-ferramenta foram retirados da máquina. Neste

caso, só era retirado e depois devolvido para o lugar, o inserto de metal duro para a medição do

desgaste de flanco.

Conforme já citado, para cada material testado três variáveis de entrada em dois níveis

foram utilizados. Assim, oito ensaios foram realizados em cada material de corpo de prova

(VAT30®) e (VAT36®), além das réplicas de cada ensaio. Portanto, no mínimo dezesseis

ensaios de vida de ferramenta foram realizados em cada material de peça.

3.2.6 Análise da Microdureza Vickers de corpos de prova usinados dos aços

válvula

Para o processo de análise da microdureza na escala Vickers da superfície e

subsuperfície dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), foi utilizada uma amostra de corpo de

prova usinado de cada material, que foi cortada, embutida e polida. Utilizando-se o

microdurômetro Vickers, foram feitas as medições com tempo de identação de (10 segundos)

e carga de (0,5 kgf). Com auxílio do microscópio óptico, em ampliação de (100) vezes, foi

medida a distância da borda da amostra, de cada identação realizada nas amostras. A posição

das identações foi escolhida com distância entre as medições, de duas vezes e meia o diâmetro

das impressões, e com distância mínima da primeira identação de (50μm) da superfície da borda

da amostra, para evitar-se o efeito de borda, conforme descrito na norma ASTM E384.

Observou-se também, a utilização da distância máxma do conjunto de medições de até (1.000

101

μm), para dentro do material ou de até que os resultados das microdurezas obtidos, já tivessem

se igualado com os valores da dureza do material, antes da operação de usinagem.

O conjunto de identações Vickers realizadas foi de até oito medições equidistantes,

realizadas em diagonal, a fim de garantir-se que os resultados de microdureza, ficassem o mais

próximo possível da superfície das amostras.

Foram feitos conjuntos de medições de microdureza de teste e réplica, para posterior

cálculo dos valores médios das microdurezas Vickers, para cada distância da superfície, que foi

medida.

102

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES

A apresentação e discussão dos resultados serão feitas em duas partes. Na primeira parte

vai-se analisar a influência das variáveis de entrada na vida das ferramentas, na rugosidade dos

corpos de prova e na potência de corte das ferramentas utilizadas nos ensaios somente para o

aço válvula (VAT 30®). Na segunda vai-se fazer uma comparação entre a vida das ferramentas,

a rugosidade dos corpos de prova e a potência de corte das ferramentas utilizadas nos ensaios

de torneamento das duas ligas à base de níquel, que foram testadas (VAT 30®) e (VAT 36®),

tentando explicar os resultados com base na diferença das propriedades destas ligas.

4.1. Ensaios com material aço válvula (VAT 30®)

4.1.1 Planejamento fatorial dos ensaios de vida da ferramenta

Neste trabalho, foi feito um planejamento fatorial de (2k) ensaios de torneamento

externo, no qual (k) fatores tiveram seus efeitos analisados no desempenho das ferramentas de

corte, com dois níveis cada um.

Foram escolhidos então, (k = 3) fatores neste estudo, sendo eles a velocidade de corte,

o tipo de ferramenta e a refrigeração da ferramenta.

Para cada ensaio de torneamento foi feito uma réplica e todas as combinações possíveis

destes três fatores foram investigadas.

Em resumo, foram executados (23) ensaios de torneamento e uma réplica cada, num

total de (16) testes.

A Tabela 4.1 relaciona os três fatores k (velocidade de corte, tipo de ferramenta e

refrigeração da ferramenta) e os seus respectivos dois níveis de valores, referentes às condições

de usinagem.

103

Tabela 4.1 – Combinações de (2k) testes feitos com materiais aços válvulas (VAT 30®) e (VAT

36®).

4.1.2 Análise da vida das ferramentas de corte

A análise da vida das ferramentas em volume de material removido utilizadas em

ensaios com material aço válvula (VAT 30®) deste trabalho vai ser feita procurando descobrir

a influência dos parâmetros de corte (velocidade de corte), do tipo de ferramenta com ângulo

de saída negativo (ferramenta negativa) ou ângulo de saída positivo (ferramenta positiva) e do

tipo de refrigeração da ferramenta (pressão convencional ou alta pressão) sobre a vida da

ferramenta. A Figura 4.1 apresenta o fluxograma dos ensaios de torneamento cilíndrico externo

destes insertos, com seus fatores e resultados.

104

Figura 4.1 – Fluxograma dos ensaios de torneamento dos materiais aços válvulas (VAT 30®) e

(VAT 36®).

A Figura 4.2 mostra os resultados de vida de ferramenta e seus respectivos desvios

padrão.

105

Figura 4.2 – Média dos valores do resultado de vida de ferramenta em volume de material

removido obtidos nos ensaios com material aço válvula (VAT 30®).

Antes de se analisar a Figuras 4.2, deve-se observar as figuras construídas utilizando-se

a técnica de Análise de variância ANOVA, que estão mostradas nas Figuras 4.3 (Gráfico de

Pareto dos efeitos sobre a vida da ferramenta) e Figura 4.4 (Principais efeitos sobre a vida das

ferramentas). Para esta análise foi utilizado o programa computacional MINITAB 16 e

calculada a análise de variância do fatorial completo (23) para o resultado vida de ferramenta

em volume de material removido para o material aço válvula (VAT 30®), conforme mostrado

no ANEXO A.

O gráfico de Pareto, mostrado na Figura 4.3, mostra que as variáveis de influência no

resultado com significância (α) de (5%), isto é, com efeitos maiores do que (2,31), são a

velocidade de corte, o tipo de ferramenta, a refrigeração da ferramenta, as interações de (2ª)

ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta, velocidade de corte x refrigeração da

ferramenta, tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta e a interação de (3ª) ordem

velocidade de corte x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta.

106

Figura 4.3: Gráfico de Pareto dos Efeitos sobre a variável vida da ferramenta obtidos nos

ensaios com material aço válvula (VAT 30®) (α = 0,05).

Na Figura 4.4, vê-se os efeitos principais no processo de torneamento externo, da

velocidade de corte, do tipo de ferramenta e da refrigeração da ferramenta na vida da

ferramenta em volume de material removido. Nesta figura, quão mais inclinada é a reta, maior

é a influência do parâmetro na vida da ferramenta.

107

Figura 4.4: Gráfico dos principais efeitos sobre a vida de ferramenta em volume de material

removido obtidos nos ensaios do material aço válvula (VAT 30®).

Analisando-se conjuntamente as Figuras 4.1, 4.2, 4.3 e 4.4 tem-se que:

• O resultado de que o crescimento da velocidade de corte causou diminuição da vida da

ferramenta era esperado, já que esta influência é largamente citada na literatura (Diniz

et al., 2014). Quando a velocidade de corte cresce, aumenta o volume de cavaco gerado

por minuto, consequentemente aumenta o calor gerado, mas não aumenta a área da

ferramenta que recebe este calor. Consequentemente, a temperatura da ferramenta

cresce e, com isso, a vida diminui. Há que se citar porém o fato de que, quando se

utilizou alta pressão do fluido, sempre que a velocidade de corte passou de (70) para (85

m/min), a vida da ferramenta apresentou leve crescimento (ver Figura 4.2). Isto significa

que o forte efeito de refrigeração/lubrificação causado pela alta pressão sobrepujou o

efeito de aumento da temperatura causado pela velocidade de corte.

• A ferramenta positiva obteve vida menor que a negativa. Quando se utiliza a ferramenta

negativa tem-se duas influências em sua vida. Quando se tem maior ângulo de saída

(ferramenta positiva), tem-se menor deformação do cavaco e consequentemente, menor

geração de calor, não somente causado pela menor deformação do cavaco propriamente

dita, mas também pela diminuição da área real de contato do cavaco com a ferramenta

(diminuição da área de atrito). Com isso, tem-se a tendência à maior vida da ferramenta,

108

devido à suposta menor temperatura. Por outro lado, uma ferramenta positiva tem

ângulo de cunha menor que uma ferramenta negativa, o que faz com que ela tenha

menos massa para distribuir o calor recebido. Assim, uma mesma quantidade de calor

tende a gerar maior temperatura da ferramenta. Além disso, um mesmo desgaste de

flanco (VB) remove menos material da ferramenta quando se utiliza ferramenta positiva.

Uma vez que a vida da ferramenta foi menor quando se utilizou ferramenta positiva,

conclui-se que o segundo e terceiro fatores foram mais preponderantes e a vida foi

menor. Há que se ressaltar a exceção a este comportamento: quando se utilizou

refrigeração da ferramenta com pressão convencional e velocidade de corte de (70

m/min), a ferramenta positiva gerou maior vida da ferramenta. Somente neste caso, a

menor geração de calor causada pela menor deformação prevaleceu e a vida da

ferramenta foi maior utilizando-se a ferramenta positiva.

• A refrigeração com alta pressão gerou vida menor que quando se utilizou baixa pressão

do fluido. Este foi um resultado que não era esperado. Afinal, o fluido em alta pressão

tem capacidade de chegar mais perto da região do contato ferramenta-peça ou até

mesmo penetrar neste contato e, assim, possibilitar maior refrigeração e até mesmo

lubrificação nesta região. Assim, supostamente, quando se utilizou alta pressão do

fluido, a vida deveria ser mais longa. Porém, ao analisar-se a Figura 4.2, vê-se que a

refrigeração convencional somente gerou vida da ferramenta bem maior na condição de

ferramenta positiva e baixa velocidade de corte (vc = 70 m/min). Nesta condição, ela

gerou vida da ferramenta mais que duas vezes maior que no experimento com a mesma

velocidade de corte, mesmo tipo da ferramenta e refrigeração da ferramenta em alta

pressão. Nas outras condições, quando se compara refrigeração da ferramenta em alta

pressão e pressão convencional do fluido de corte, com as outras condições no mesmo

nível, isto é, na mesma velocidade de corte e tipo de ferramenta, vê-se que a condição

em alta pressão gerou vida maior ou igual à condição em pressão convencional, como

era esperado.

109

4.1.3 Análise das medições da potência de corte

A análise das medições da potência de corte obtidas nos ensaios com material aço

válvula (VAT 30®) deste trabalho vai ser feita procurando descobrir a influência dos parâmetros

velocidade de corte, tipo de ferramenta com ângulo de saída negativo (ferramenta negativa) ou

com ângulo de saída positivo (ferramenta positiva), tipo de refrigeração da ferramenta (pressão

convencional ou alta pressão) e do nível de desgaste da ferramenta (início ou final de vida)

sobre a potência de corte.

As Figuras 4.5 (a) e 4.5 (b) mostram graficamente as médias dos valores dos picos do

sinal de potência de corte com tipos de ferramenta negativa e positiva, obtidos nos ensaios com

material aço válvula (VAT 30®), tanto no nível de desgaste da ferramenta em início de vida

(Figura 4.5 (a)) quanto em final de vida da ferramenta (Figura 4.5 (b)), nos diversos ensaios

realizados e seus respectivos desvios padrão.

Figura 4.5 (a): Média dos valores dos picos da potência de corte obtidos em diversos

ensaios com material aço válvula (VAT 30®) com ferramenta em início de vida.

110

Figura 4.5 (b): Média dos valores dos picos da potência de corte obtidos em diversos

ensaios com material aço válvula (VAT 30®) com ferramenta em final de vida.

Com os resultados de potência de corte foi possível estabelecer uma análise da

influência dos parâmetros (refrigeração da ferramenta, tipo de ferramenta, velocidade de corte

e nível de desgaste da ferramenta) e suas interações no resultado potência de corte, utilizando-

se a técnica da Análise de variância ANOVA, nos moldes feitos com a vida da ferramenta. Os

resultados desta análise estão mostrados na Figura 4.6 (Gráfico de Pareto dos efeitos sobre a

potência de corte) e Figura 4.7 (Principais efeitos sobre a potência de corte). Uma análise

conjunta destas três figuras mostra o seguinte:

• O aumento do desgaste da ferramenta causa um aumento na potência de corte. Este

resultado está de acordo com o que a literatura afirma, já que o aumento do desgaste de

flanco faz com que se aumente o contato entre a peça e a superfície de folga e, além

disso, o contato com a superfície de folga se dá com a região rugosa do desgaste, o que

aumenta o atrito e consequentemente, as forças e a potência de corte. Além disso, pode-

se notar, que houve uma diferença maior com relação à potência de corte obtida entre o

nível de desgaste da ferramenta em início e de final de vida, quando se compara os

cortes realizados pelas ferramentas com refrigeração da ferramenta em alta pressão, do

que com pressão convencional.

111

• O uso da refrigeração da ferramenta em alta pressão gerou potências de corte menores,

do que quando se utilizou refrigeração em baixa pressão. Isto indica, que o fluido de

corte bem direcionado na superfície de saída da ferramenta com refrigeração em alta

pressão pode gerar um dos dois seguintes efeitos:

a) O aumento da lubrificação na interface cavaco-ferramenta. Para isto ocorrer,

o fluido de corte teria que ter penetrado nesta interface, o que é difícil que

tenha ocorrido, devido à zona de aderência, que se tem nesta interface,

principalmente na usinagem de materiais dúteis;

b) A diminuição da área de contato cavaco-ferramenta causada pelo efeito de

cunha do jato de fluido de corte em alta pressão de refrigeração da

ferramenta;

• O ponto mais interessante destas figuras é que na média (Figuras 4.5 (a) e (b)), o uso de

ferramenta positiva gerou menor potência de corte que o uso de ferramenta negativa em

início de vida da ferramenta, como era de se esperar. Porém, isto somente ocorreu

devido à grande diferença entre as potências de corte consumidas nestas duas

geometrias, quando se utilizou refrigeração da ferramenta em alta pressão e velocidade

de corte de (85 m/min) (Ver Figura 4.5(a)). Esta condição de corte com ferramenta

positiva gerou potência de corte bem menor que com ferramenta negativa. Nos cortes

com outras condições, as potências de corte geradas utilizando-se os dois tipos de

ferramentas foram bem próximas (Figura 4.5). As ferramentas tinham sempre as

mesmas refrigerações (pressão convencional e alta pressão), velocidades de corte (70)

e (85 m/min), material (ISO M15/S20) e tipo de revestimento

(TiAlN/(Al,Cr)2O3/TiAlN). Com isto, o coeficiente de atrito entre o cavaco e a

ferramenta e entre a ferramenta e a peça era o mesmo para os dois tipos de ferramenta.

Assim, a maior deformação de cavaco causado pelo menor ângulo de saída do suporte

porta-ferramentas do tipo de ferramenta negativa, não foi capaz de causar variação na

potência consumida pelo corte, exceto para a condição em que se utilizou refrigeração

em alta pressão e velocidade de corte de (85 m/min).

112

Figura 4.6: Gráfico de Pareto dos efeitos sobre a potência de corte, obtidos nos ensaios com

material aço válvula (VAT 30®) (α = 0,05).

Figura 4.7: Principais efeitos sobre a potência de corte, obtidos nos ensaios com material aço

válvula (VAT 30®) (α = 0,05).

113

4.1.4 Análise das medições da rugosidade dos corpos de prova

A análise das medições da rugosidade dos corpos de prova usinados pelas ferramentas

no material aço válvula (VAT 30®) deste trabalho vai ser feita baseada na influência do

parâmetro velocidade de corte, tipo de ferramenta com ângulo de saída negativo (ferramenta

negativa) ou com ângulo de saída positivo (ferramenta positiva), tipo de refrigeração da

ferramenta (pressão convencional ou alta pressão) sobre a rugosidade dos corpos de prova

usinados ao longo da vida da ferramenta.

As Figuras 4.8a (com tipo de ferramenta negativa) e 4.8b (com tipo de ferramenta

positiva) mostram graficamente os valores de rugosidade (Ra) dos corpos de prova usinados

pelas ferramentas no material aço válvula (VAT 30®) no início e no fim da vida da ferramenta

respectivamente.

Figura 4.8 (a) – Valores do resultado rugosidade (Ra) dos corpos de prova obtidos com

ferramentas em início de vida nos diversos ensaios com material aço válvula (VAT 30®).

114

Figura 4.8 (b) – Valores do resultado rugosidade (Ra) dos corpos de prova, obtidos com

ferramentas em final de vida nos diversos ensaios com material aço válvula (VAT 30®).

Analisando-se a Figura 4.8 (a) (com tipo de ferramenta negativa), pode-se verificar que

no início da vida da ferramenta a variação dos valores da rugosidade (Ra) é muito pequena, isto

é, eles variam na faixa entre (0,45) e (0,66 µm) independentemente da velocidade de corte ou

da refrigeração da ferramenta utilizada. Verificou-se ao longo dos ensaios que, no caso da

velocidade de corte (70 m/min), para a refrigeração da ferramenta em alta pressão, a

rugosidade aumenta ao longo da vida da ferramenta, para a refrigeração da ferramenta em

pressão convencional, a rugosidade permanece praticamente constante ao longo da vida da

ferramenta e em ambos os casos, diminui seu valor quando o desgaste de flanco já está próximo

do valor usado como critério de fim de vida. Isto indica que a ponta da ferramenta foi sendo

deformada pelo desgaste de flanco, mesmo quando este não tinha valor alto. O desgaste foi

causando deformação da forma original da ponta da ferramenta o que, consequentemente, foi

aumentando a rugosidade da peça. Entretanto, verificou-se também que, no caso da velocidade

de corte (85 m/min), para a refrigeração da ferramenta em alta pressão, a rugosidade

permanece praticamente constante ao longo da vida da ferramenta, para a refrigeração da

ferramenta em pressão convencional, a rugosidade diminui seu valor ao longo da vida da

ferramenta e inclusive, quando o desgaste de flanco já está próximo do valor usado como

critério de fim de vida. Todavia, analisando-se a Figura 4.8 (a) somente levando-se em

115

consideração os testes com ferramentas positivas, pode-se verificar que no início da vida da

ferramenta a variação dos valores da rugosidade (Ra) só é pequena, isto é, eles variam na faixa

entre (0,62) e (0,68 µm) quando a refrigeração da ferramenta está com alta pressão,

independente da velocidade de corte utilizada. Pode-se ver também que, neste caso, a

rugosidade permanece praticamente constante ao longo da vida da ferramenta. E analisando-se

ainda a Figura 4.8 (a), verifica-se que no início da vida da ferramenta a variação dos valores da

rugosidade (Ra) é maior, isto é, eles variam na faixa entre (0,49) e (0,81 µm) se a refrigeração

da ferramenta utilizada for com pressão covencional, independentemente da velocidade de

corte. Verificou-se também que, a rugosidade tendeu a diminuir ao longo da vida da ferramenta

e permaneceu praticamente constante quando o desgaste de flanco já está próximo do valor

usado como critério de fim de vida. Isto indica que a ponta da ferramenta não foi deformada

pelo desgaste de flanco, enquanto este não tinha valor alto. E próximo ao valor de (VB = 0,3

mm) é que o desgaste causou deformação de forma original da ponta da ferramenta o que,

consequentemente, manteve praticamente constante a rugosidade da peça.

Com os resultados de rugosidade da peça obtidos nos testes descritos, foi possível

estabelecer uma análise da influência dos parâmetros velocidade de corte, tipo de ferramenta

com ângulo de saída negativo (ferramenta negativa) ou ângulo de saída positivo (ferramenta

positiva), tipo de refrigeração da ferramenta (pressão convencional ou alta pressão) e suas

interações no resultado: rugosidade dos corpos de prova.

Para esta análise foi utilizado o programa computacional MINITAB 16 e calculada a

análise de variância ANOVA do fatorial completo (2²) para o resultado: rugosidade dos corpos

de prova de material aço válvula (VAT 30®), conforme mostrado no Anexo A.

Na Figura 4.9, tem-se o gráfico de Pareto com os três efeitos observados nos testes

práticos, sendo que nenhuma das três variáveis apresentaram significância para α de (5%), uma

vez que nenhuma está localizada para além da linha vermelha e portanto, nenhuma das três

possui efeito significativo na resposta rugosidade.

116

Figura 4.9: Gráfico de Pareto dos Efeitos sobre a rugosidade (Ra) dos corpos de prova em

ensaios com material aço de válvula (VAT 30®).

Os parâmetros testados não têm influência na rugosidade geométrica da peça, que é

influenciada somente pelo raio da ponta e pelo avanço, que permaneceram constantes em

todos os ensaios. Então, eles teriam influência na rugosidade, se influenciassem a vibração do

sistema e a deformação plástica da superfície da peça. Como o sistema era todo muito rígido,

a variação da vibração com os parâmetros testados foi muito pequena, sem influência na

rugosidade da peça. Era de se supor, que um menor ângulo de saída da ferramenta (ferramenta

negativa) causasse maior deformação do cavaco e, consequentemente, maior deformação da

porção de material vizinha ao cavaco, que continuou na peça. Isto causaria um aumento da

rugosidade. Porém, não foi o que ocorreu, isto é, a maior deformação da superfície da peça,

não fez com que sua rugosidade também aumentasse.

117


de ferramenta (negativa)

4.1.5.1 Aço válvula (VAT30®)

As Figuras 4.10 (a) e (b) são imagens ampliadas da região desgastada da ferramenta

negativa utilizada com alta pressão do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc = 70 m/min),

mostrando também na Figura 4.10 (c), valores semi-quantitativos das composições químicas de

alguns pontos destas regiões obtidos com a análise EDS da supefície de folga do inserto.

(a) (b)

(c)

Figura 4.10 – (a) e (b) Desgaste da ferramenta e (c) Análise de EDS do ensaio de torneamento

com ferramenta negativa, alta pressão do fluido e vc = 70 m/min.

Al Ti Fe Cr Ni Mo Si Mn W Co

1 Revestimento 27,16 58,53 14,31 100,00

2 Material aderido 0,45 2,26 52,43 15,63 29,10 0,13 100,00




Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal

REVESTIMENTO MATERIAL ADERIDO SUBSTRATO

118

Analisando-se a Figura 4.10 (c) pode-se observar que a região indicada por “1” mostrada

na Figura 4.10 (a), que não teve contato com a peça, possui o revestimento mais externo de

TiAlN intacto, sem nenhuma marca de abrasão (riscos abrasivos paralelos na direção de corte).

As regiões “2”, “3”, “4” e “5” são formadas pelo material da peça que aderiu à superfície de

folga da ferramenta, devido à extrusão do cavaco em formação entre a aresta de corte e a

superfície usinada, gerada pela alta pressão normal que o cavaco impõe à ferramenta e também,

por alguma vibração entre ferramenta e peça, que possibilitava a geração de espaços, para que

este cavaco em formação passasse entre a ferramenta e a peça. Também vê-se nestas figuras,

riscos paralelos à direção de corte, que indicam a presença de abrasão sobre a camada de

material aderido.


negativa utilizada com pressão convencional do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc =

70 m/min), mostrando também na Figura 4.11 (c), valores semi-quantitativos das composições

químicas de alguns pontos destas regiões obtidos com a análise EDS da supefície de folga do

inserto.

119

(a) (b)

(c)


com ferramenta negativa, pressão convencional do fluido e (vc = 70 m/min).

Na região “8”, o substrato foi exposto, isto é, o revestimento externo de TiAlN foi

removido. As regiões “2”, “3”, “4”, “5”, “6” e “7” são formadas pelo material da peça, que

aderiu à superfície de folga da ferramenta, devido à extrusão do cavaco em formação, que já foi

comentada anteriormente. Também tem-se a presença de riscos abrasivos. Portanto, o

mecanismo de desgaste não se alterou quando se mudou o tipo de refrigeração.


negativa utilizada com alta pressão do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc = 85 m/min),



120

(a) (b)

(c)


com ferramenta negativa, alta pressão do fluido e (vc = 85 m/min).

Na região indicada por “7” da Figura 4.12 (a), o substrato foi exposto, isto é, o

revestimento externo de TiAlN foi removido. As regiões “2”, “3”, “4”, “5” e “6” são formadas

pelo material da peça, que aderiu à superfície de folga da ferramenta, devido à extrusão do

cavaco em formação, que já foi comentada anteriormente. Também se vê riscos abrasivos sobre

a camada de material aderido. Em outras palavras, a mudança de velocidade de corte não alterou

o mecanismo de desgaste.

A Figura 4.13 (a) e (b) são imagens ampliadas da região desgastada da ferramenta

negativa utilizada com pressão convencional do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc =



inserto.


1 Revestimento 28,91 52,43 1,83 14,75 1,13 0,95 100,00

2 Material aderido 2,52 2,89 48,30 14,43 31,86 100,00





7 Substrato 0,60 9,38 3,30 6,08 75,32 5,32 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO REVESTIMENTO MATERIAL ADERIDO SUBSTRATOTotal

EM ANÁLISE

121

(a) (b)

(c)


com ferramenta negativa, pressão convencional do fluido e (vc = 85 m/min).

As regiões “2”, “3”, “4” e “5” são formadas pelo material da peça, que aderiu à

superfície de folga da ferramenta, devido à extrusão do cavaco em formação, que já foi

comentada anteriormente.

Resumindo os fenômenos de desgaste ocorridos no tipo de ferramenta negativa

utilizadas nos ensaios do material aço válvula (VAT 30®), pode-se dizer que sempre houve

adesão de material da peça na região desgastada da superfície de folga, o que indica que ao

menos nos momentos próximos ao final de vida da ferramenta, o fenômeno de attrition foi

importante para o crescimento do desgaste. Este material aderido era ciclicamente arrancado

desta região pelo movimento entre peça e ferramenta e levava consigo partículas da ferramenta.

Como demonstrado nas figuras, ocorreu também abrasão sobre as camadas de material da

peça/cavaco aderidas sobre a região desgastada. Esta abrasão contribuiu para a remoção cíclica

das camadas de cobertura incentivando o mecanismo de attrition. Porém, há que se verificar o

que havia debaixo da camada aderida para se ter certeza se algum outro fenômeno de desgaste


1 Revestimento 33,45 62,44 4,11 100,00





Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

122

estava também presente. Isto será feito mais a frente neste trabalho, quando se comparar a

usinabilidade do aço (VAT 30®) com a usinabilidade do aço (VAT 36®).

Vê-se nas Figuras mostradas, que as variáveis de entrada velocidade de corte, tipo de

ferramenta e refrigeração da ferramenta não alteraram o fenômeno de desgaste. O aumento da

variável velocidade de corte, no entanto, fez com que estes fenômenos ocorressem mais

rapidamente, o que causou a diminuição da vida da ferramenta, conforme mostrado no item

4.1.2.


de ferramenta (positiva)

4.1.6.1 Aço Válvula (VAT30)


positiva utilizada com alta pressão do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc = 70 m/min),


alguns pontos destas regiões obtidos com a análise EDS da superfície de folga do inserto.

123

(a) (b)

(c)


com ferramenta positiva, alta pressão do fluido e (vc = 70 m/min).

Analisando-se a Figura 4.14 (c) pode-se ver que as regiões “2”, “3”, “4” e “5” são

formadas pelo material da peça, que aderiu à superfície de folga da ferramenta, devido à

extrusão do cavaco em formação, entre a aresta de corte e a superfície usinada, gerada pela alta

pressão normal, que o cavaco impõe à ferramenta e também, por alguma vibração entre

ferramenta e peça, que possibilitava a geração de espaços, para que este cavaco em formação

passasse entre a ferramenta e a peça. Pelo o que a figura mostra, toda a região desgastada na

superfície de folga estava tomada por material da peça aderido. Na foto da Figura 4.14 (b) vê-

se diversos riscos paralelos à direção de corte sobre a camada de material aderido, indicando

que a abrasão também estava presente como mecanismo de desgaste.


positiva utilizada com pressão convencional do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc =



1 Revestimento 39,44 31,07 1,96 26,64 0,89 100,00

2 Material aderido 1,91 5,18 45,27 13,90 30,83 0,40 2,51 100,00




Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal


124


inserto.

(a) (b)

(c)


com ferramenta positiva, pressão convencional do fluido e (vc = 70 m/min).

Na região “5”, o substrato foi exposto, isto é, o revestimento externo de TiAlN foi

removido. Vê-se neste ponto que a maior parte dos elementos presentes está presente no

substrato da ferramenta (W e Co). Muito provavelmente esta exposição do substrato era

temporária, isto é, se a ferramenta continuasse a ser utilizada, num próximo momento esta

região também estaria coberta com material da peça aderido. Porém, esta exposição do substrato

mostra que a adesão de material da peça não ocorreu sobre a cobertura. Em outras palavras,

algum outro mecanismo de desgaste era o responsável por remover a cobertura da ferramenta,

deixando o substrato exposto. Isto facilitou a aderência do material da peça na região desgastada

já que o coeficiente de atrito do substrato é bem maior que o da cobertura. Com certeza, depois

que a aderência ocorria, o fenômeno de “attrition” passava também a ser responsável pelo


1 Revestimento 28,77 57,92 2,61 9,25 1,45 100,00

2 Revestimento 24,25 70,77 4,98 100,00



5 Substrato 1,51 1,76 25,93 8,89 17,04 40,80 4,07 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

125

crescimento do desgaste. As regiões “3” e “4” são formadas pelo material da peça, que se aderiu

à superfície de folga da ferramenta, devido à extrusão do cavaco em formação, que já foi

comentada anteriormente. Também na foto da Figura 4.15 (b) vê-se riscos paralelos à direção

de corte, que indicam também a presença de abrasão. Comparando-se as Figuras 4.14 e 4.15,

vê-se que a pressão do fluido não alterou o mecanismo de desgaste da ferramenta.


positiva utilizada com alta pressão do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc = 85 m/min),



(a) (b)

(c)


com ferramenta positiva, alta pressão do fluido e (vc = 85 m/min).

As regiões “2”, “3” e “4” são formadas pelo material da peça, que aderiu à superfície de

folga da ferramenta, devido à extrusão do cavaco em formação, entre a aresta de corte e a


1 Revestimento 32,69 50,98 0,65 15,68 100,00




5 Substrato 1,09 0,83 0,56 94,70 2,82 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

126

superfície usinada, conforme já citado anteriormente. Mais uma vez, a região “5” contém

somente material do substrato, mostrando que a aderência de material da peça ocorreu sobre o

substrato e não sobre a cobertura da ferramenta. De novo, na foto da Figura 4.16 (b), vê-se a

presença de alguns riscos abrasivos. Comparando as Figuras 4.16 e 4.14, vê-se que a velocidade

de corte também não modificou os mecanismos de desgaste. O aumento da velocidade causou

aceleração destes mecanismos, já que causou diminuição da vida da ferramenta, mas não causou

mudança dos mecanismos.


positiva utilizada com pressão convencional do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e (vc =



inserto.

(a) (b)

(c)

Figura 4.17 – (a) e (b) Desgaste da ferramenta e (c) análise de EDS do ensaio de torneamento

com ferramenta positiva, pressão convencional do fluido e (vc = 85 m/min).

As regiões “2”, “3” e “4” são formadas pelo material da peça, que se aderiu à superfície

de folga da ferramenta, devido à extrusão do cavaco em formação, que já foi comentado


1 Revestimento 38,27 56,86 4,87 100,00




Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

127

anteriormente. Vê-se também na foto da Figura 4.17 (b), a presença de riscos paralelos à direção

de corte, que indicam também a presença de abrasão como mecanismo de desgaste.

Resumindo, os desgastes ocorridos com ferramenta positiva utilizada nos ensaios com

aço (VAT 30®), ocorreram por attrition causado pela aderência de material da peça-cavaco na

superfície de folga da ferramenta. Antes da ocorrência da aderência, algum outro tipo de

desgaste foi o responsável pela remoção da camada de cobertura da ferramenta, possibilitando

assim a aderência de material naquela porção da ferramenta. A julgar pelos riscos paralelos

entre si e paralelos à direção de corte, que se vê em algumas porções desgastadas das

ferramentas mostradas, que parecem estar abaixo do material aderido, a abrasão foi o fenômeno

que causou a remoção da camada de cobertura da ferramenta. Também por cima das camadas

de material da peça/cavaco aderidas sobre a região desgastada da ferramenta, vê-se a presença

de riscos abrasivos, indicando que a abrasão era responsável pela remoção destas camadas, a

fim de que o processo cíclico do mecanismo de attrition aconteceu. Isto, somente é possível

ocorrer, se o material da peça possuir partículas abrasivas. A análise da micro-estrutura da peça

a fim de se verificar a presença de partículas duras será feita em próximo item, bem como a

análise das regiões desgastadas após a remoção, por ataque químico da camada de material da

peça aderida à ferramenta.

Vê-se nas Figuras mostradas, que as variáveis de entrada velocidade de corte, tipo de

ferramenta e refrigeração da ferramenta não alteraram o fenômeno de desgaste, somente

propiciaram que estes fenômenos ocorressem mais ou menos rapidamente e assim,

aumentassem ou diminuíssem a vida da ferramenta.

Comparando-se as figuras mostradas no item 4.1.5 (ferramenta com geometria

negativa), com as figuras mostradas no item 4.1.6 (ferramenta com geometria positiva),

constata-se que tampouco a geometria da ferramenta causou mudança de seu mecanismo de

desgaste. Em todas as superfícies de folga das ferramentas utilizadas verificou-se a presença

maciça de material da peça/cavaco aderido, cobrindo quase toda a região desgastada, indicando

a presença do mecanismo de adesão/attrition sobre a camada de material aderido. Viu-se

também em todas as figuras a presença de riscos abrasivos que indicam que a abrasão contribuiu

para a remoção das camadas de material aderido e, por isso, incentivou ainda mais o mecanismo

de attrition. Assim, os mecanismos de desgaste presentes eram a aderência/attrition e a abrasão.

128

4.2 Análise comparativa da usinabilidade dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®)

Esta segunda parte deste capítulo trata da comparação de usinabilidade entre os dois

aços válvula testados. Tal comparação será realizada baseada em propriedades térmicas e

mecânicas destes aços. Algumas propriedades foram medidas ao longo do trabalho, isto é, não

foram informadas pelo fornecedor dos materiais e serão discutidas nos próximos itens.

4.2.1 Análise da abrasividade dos corpos de prova

A análise da abrasividade dos corpos de prova dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®)

deste trabalho foram feitas pela medição das porcentagens das áreas dos carbonetos encontrados

nas amostras, após terem sido embutidas, polidas e atacadas quimicamente, utilizando-se o

software de análise de imagem chamado “IMAGEJ”.

As Figuras 4.18 (a) e (b) mostram uma das micrografias com microinclusões de

carbonetos e a imagem após o software ter calculado a porcentagem destas áreas estimadas dos

carbonetos sobre a área total da imagem da amostra do material (VAT 30®).

129

(a) (b)

Figura 4.18 – (a) Micrografia da amostra do aço válvula (VAT 30®) e (b) imagem tratada.

As Figuras 4.19 (a) e (b) mostram o mesmo tipo de imagem para o aço (VAT 36®).

(a) (b)

Figura 4.19 – (a) Micrografia da amostra do aço válvula (VAT 36®) e (b) imagem tratada.

A Figura 4.20 mostra os resultados dos cálculos das porcentagens das áreas estimadas

dos carbonetos sobre a área total da imagem das amostras dos materiais (VAT 30®) e (VAT

36®), após a utilização do software “IMAGEJ” nas imagens.

130

Figura 4.20 – Porcentagens da área estimada dos carbonetos encontrados nas amostras dos

materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®).

A Figura 4.21 mostra a fração volumétrica de carbonetos dos materiais aço válvula

(VAT 30®) e (VAT 36®), conforme tamanho dos carbonetos, distribuídos em intervados,

fornecidos pela empresa fabricante dos aços.

Figura 4.21 – Fração volumétrica de carbonetos dos materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT

36®), conforme tamanho dos carbonetos, distribuído em intervados (adaptado de VILLARES

METALS, 2018).

131

Após a análise das Figuras 4.20 e 4.21, observa-se que o aço (VAT 36®) apresenta maior

porcentagem de carbonetos, que o (VAT 30®). Porém, quando se compara estas porcentagens

em termos de tamanho de carbonetos (Figura 4.21), vê-se que levando em consideração

somente carbonetos pequenos, isto é, os menores do que (2,50 μm), o aço (VAT 30®) supera o

(VAT 36®), em percentual de carbonetos na matriz. Por outro lado, para carbonetos maiores,

isto é, entre (2,5) e (12,0 μm), o (VAT 36®) supera o (VAT 30®).

4.2.2 Análise da composição química dos carbonetos das amostras

A Figura 4.22 (a) é uma imagem ampliada de uma amostra do aço (VAT 30®),

mostrando também na Figura 4.22 (b), valores semi-quantitativos das composições químicas

de alguns pontos desta amostra obtidos com a análise EDS da supefície.

132

(a)

(b)

Figura 4.22 – (a) Amostra do aço (VAT 30®) e (b) Análise de EDS da amostra.

As regiões “1”, “2”, “3” e “4” são formadas por carbonetos de nióbio e titânio, (Nb,

Ti)C, distribuídos na matriz austenítica do (VAT30®).

A Figura 4.23 (a) é uma imagem ampliada de uma amostra do aço (VAT 36®),

mostrando também na Figura 4.23 (b), valores semi-quantitativos das composições químicas

de alguns pontos desta amostra obtidos com a análise EDS da supefície.

C Al Si Ti Cr Fe Ni Nb

1 (Nb, Ti)C 21,72 36,91 0,49 1,16 39,72 100,00

2 (Nb, Ti)C 21,30 32,17 1,05 0,89 44,59 100,00

3 (Nb, Ti)C 30,74 0,39 23,31 3,67 10,42 6,05 25,42 100,00

4 (Nb, Ti)C 9,08 89,72 1,20 100,00

5 Matriz do VAT30 4,86 1,70 0,41 2,66 14,06 45,20 31,11 100,00

6 Matriz do VAT30 4,88 1,80 0,35 2,39 14,50 45,89 30,19 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTOTotal

EM ANÁLISE

133

(a)

(b)

Figura 4.23 – (a) Amostra do aço (VAT 36®) e (b) Análise de EDS da amostra.

As regiões “1”, “2” e “3” são formadas por carbonetos de nióbio e titânio, (Nb, Ti)C,

distribuídos na matrix austenítica do (VAT36®).

Comparando-se as duas figuras, vê-se que os carbonetos dos dois materiais são

formados por Nb e Ti, mas os carbonetos do material (VAT36®) são mais ricos em Nb e mais

pobres em Ti, do que os carbonetos do (VAT30®).

C Al Si Ti Cr Fe Ni Nb

1 (Nb, Ti)C 21,30 11,05 0,40 0,83 0,88 65,54 100,00

2 (Nb, Ti)C 25,43 9,34 0,40 0,77 0,68 63,38 100,00

3 (Nb, Ti)C 21,83 11,63 0,39 1,00 65,15 100,00

4 Matriz do VAT36 4,68 1,87 0,27 1,86 18,14 36,41 34,49 2,28 100,00

5 Matriz do VAT36 5,65 1,95 0,27 1,21 18,51 36,03 33,92 2,46 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTOTotal

EM ANÁLISE

134

4.2.3 Análise da microdureza Vickers dos corpos de prova usinados

A análise da microdureza na escala Vickers das amostras dos aços válvula usinados

(VAT 30®) e (VAT 36®) deste trabalho foi feita pela medição afastada (50 μm) da superfície

para evitar-se o efeito borda e até (1.000 μm) da borda, onde os resultados obtidos

possivelmente, já se igualaram à dureza do material antes da usinagem. Como os testes de

torneamento foram realizados em passadas consecutivas da ferramenta sobre a peça, removendo

profundidade de usinagem de (0,5 mm), se a microdureza do material ainda não estiver

estabilizada após esta profundidade, a próxima passada sofrerá influência do encruamento

causado pela passada anterior.

A Figura 4.24 mostra graficamente o resultado da microdureza Vickers no corpo de

prova do aço (VAT 30®) após ter sido usinado com velocidade de corte de (85 m/min), com

refrigeração da ferramenta em alta pressão e com tipo de ferramenta negativa.

Figura 4.24 – Microdureza Vickers (0,5 kgf/cm2) em função da distância da superfície do corpo

de válvula usinado do aço válvula (VAT 30®).

135

A Figura 4.25 mostra graficamente o resultado da microdureza Vickers no corpo de

prova do aço (VAT 36®) após ter sido usinado com velocidade de corte de (85 m/min), com

refrigeração da ferramenta em pressão convencional e com tipo de ferramenta negativa.

Figura 4.25 – Microdureza Vickers (0,5 kgf/cm2) em função da distância da superfície do corpo

de válvula usinado do aço válvula (VAT 36®).

Pode-se observar nos gráficos das Figuras 4.24 e 4.25, que o aço (VAT 30®) usinado

com refrigeração da ferramenta em alta pressão apresentou maior gradiente de dureza

(inclinação da reta de aproximação dos dados = |27,04|), maior do que o aço (VAT 36®) usinado

com refrigeração da ferramenta em pressão convencional (inclinação da reta de aproximação

dos dados = |10,22|). Vê-se também que o (VAT 30®) a 0,5mm de distância da superfície ainda

não tinha estabilizado sua dureza, o que indica que a passada subsequente da ferramenta sobre

a peça era influenciada pelo encruamento causado pela passada anterior. Por último, verifica-

se que a dureza da sub-superfície do aço (VAT 36®) está numa faixa de (350) a (380 kgf/cm²)

136

levemente inferior à faixa de durezas da sub-superfície do aço (VAT 30®), de (360) a (400

kgf/cm²).

4.2.4 Comparação entre as propriedades mecânicas e térmicas dos aços válvula (VAT

30®) e (VAT 36®)

A tabela 4.2 mostra todas as propriedades térmicas e mecânicas dos dois aços, que

podem influenciar suas usinabilidades, bem como a razão entre as propriedades dos aços

(VAT 30®) sobre as do (VAT 36®).

Tabela 4.2: Valores das razões das propriedades dos materiais (VAT 30®) e (VAT 36®)

Os valores da condutividade térmica a 700ºC [W/m.K], conforme consta da Tabela 4.2,

foram obtidos através de simulação numérica feita pelo fabricante dos aços válvula (VAT30®)

e (VAT36®), a empresa Villares Metals. Essa simulação é baseda em mais de (4.500) valores

de dados experimentais, medidos em blocos de metal em forno de resistência, com cinco

termopares de monitoramento, durante o processo de aquecimento e resfriamentodo do

material. A simulação ajusta então, o coeficiente de transferência de calor do forno e a

difusividade térmica do material para obtenção das curvas de aquecimento e resfriamento,

similares às obtidas experimentalmente. A condutividade térmica é obtida através da relação da

mesma, com o calor específico [J/kg.K] e com a difusividade térmica do material. Devido ao

DescriçãoDureza

a 760°C

Dureza

Tamb

Microdureza

Tamb

Limite

Resistência

à tração

[MPa]

Alongamento

Condutividade

térmica

a 700°C

Calor

específico

a 750°C

Abrasividade

(fração

volumétrica

de

carbonetos)

Coeficiente de

encruamento

(n = tg θ)

[HV] [HB] [HV] [MPa] [%] [W/m.K] [J/kg.K] [%]

(VAT30) 299,0 324,0 366,3 1.087,6 28,1 17,4 823,5 0,54 0,00014

(θ = 0,0089126)

(VAT36) 270,0 303,5 352,3 1.017,1 31,3 24,2 810,4 0,69 0,00010

(θ = 0,0063662)

1,11 1,07 1,04 1,07 0,90 0,72 1,02 0,78 1,40

PROPRIEDADES MECÂNICAS E TÉRMICAS

( )

( )

137

fato da condutividade térmica ser obtida por uma simulação numérica é que não há uma média

de resultados para ela, mas apenas um valor para esta temperatura em questão.

Os valores de calor específico a 750ºC [J/kg.K], conforme consta da Tabela 4.2, foram

obtidos através de simulação termodinâmica com programa Thermo-Calc, feita pelo fabricante

dos aços válvula (VAT30®) e (VAT36®), a empresa Villares Metals. Essa simulação é baseda

em banco de dados “TTN18”. Também por causa do calor específico ser obtido por uma

simulação numérica é que não há uma média de resultados para ele, mas apenas um valor para

esta temperatura mencionada.

Os valores do Limite de Resistência à Tração [MPa] e Alongamento [%], conforme

constam da Tabela 4.2, foram obtidos conforme a norma ASTM E8, no laboratório da empresa

fabricante dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), a empresa Villares Metals. Conforme

informado, este laboratório é credenciado pela norma ISO 17025, portanto, é uma referência de

técnicas e com resultados de ensaios similares aos realizados pelo Instituto Nacional de

Metrologia, Qualidade e Tecnologia (INMETRO). Quanto à tolerância para o Limite de

Resistência à Tração [MPa], conforme foi informado, é de (20 a 30 MPa). E para o

Alongamento [%], conforme foi informado, a tolerância é de (1 a 2%).

Vê-se na tabela que o aço (VAT 30®) é pouco mais duro e mais resistente que o (VAT

36®), com alongamento levemente inferior. Apesar de mais duro, é menos abrasivo (menor

porcentagem de carbonetos) e possui taxa de encruamento maior. Em termos de propriedades

térmicas, os valores de calor específico dos dois materiais são praticamente os mesmos e o

(VAT 30®) possui condutividade térmica bem menor que o (VAT 36®).

4.2.5 Análise da vida das ferramentas de corte

A Figura 4.26 mostra graficamente os resultados de vida de ferramenta e seus

respectivos desvios padrão, dos aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®).

138

Figura 4.26 – Média dos valores do resultado de vida de ferramenta em volume de material

removido obtidos nos ensaios com materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®).

A Figura 4.27 mostra os resultados da razão da vida da ferramenta no torneamento do

aço válvula (VAT 30®) sobre a vida no torneamento do aço válvula (VAT 36®), em todas as

condições testadas.

139

Figura 4.27 – Média dos valores do resultado da razão de vida de ferramenta obtidos no

torneamento do aço válvula (VAT 30®) sobre a vida no torneamento do aço válvula (VAT 36®),

em todas as condições testadas.

Analisando-se a Figura 4.26, com os valores do resultado de vida de ferramenta obtidos

nos oito ensaios de torneamento com cada aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) e a Figura 4.27,

com a razão dos valores de vida destes dois materiais, (VAT 30®) sobre (VAT 36®), pode-se

verificar que em apenas um destes oito ensaios, a vida de ferramenta do material (VAT 36®)

foi maior que a do (VAT 30®). Isto é, nos demais sete ensaios, a razão da vida de ferramenta

do material (VAT 30®) sobre a do (VAT 36®), foi maior do que o valor um, isto é, a vida da

ferramenta do (VAT 30®) foi maior do que a do (VAT 36®). Nestes sete ensaios, variou-se a

velocidade de corte (velocidade recomendada pelo fabricante e outra com valor (20%) maior),

a condição de refrigeração da ferramenta (com pressão convencional e alta pressão) e o tipo

de ferramenta (negativa e positiva). O único resultado dos oito ensaios, em que a vida da

ferramenta na usinagem do aço válvula (VAT 30®) foi menor do que o (VAT 36®), foi com as

seguintes condições: tipo de ferramenta positiva, com a refrigeração da ferramenta em alta

pressão e com a velocidade de corte de (70 m/min).

140

Para verificar a influência das propriedades dos materiais em suas usinabilidades, há

que se comparar os dados da Tabela 4.2, com a razão entre as vidas das ferramentas utilizadas

no torneamento dos dois aços testados. Esta comparação leva à discussão dos seguintes pontos.

Dos sete fatores dos materiais relacionados na Tabela 4.2, das propriedades mecânicas

e físicas do aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), quatro deles são desfavoráreis e três são

favoráveis à vida da ferramenta para se tornear o (VAT 30®);

Já discutiu-se anteriormente, que um material mais duro, mais resistente à tração, com

menor condutividade térmica e mais fácil de encruar, como é o caso do aço (VAT 30®) em

relação ao (VAT 36®), que supostamente deveria gerar menor vida da ferramenta nas mesmas

condições de corte. Portanto, baseado nestas propriedades, poder-se-ia supor que o aço (VAT

30®) teria vida da ferramenta menor, do que o aço (VAT 36®), que não foi o que acorreu. O

texto a seguir discute este ponto e tenta explicar porque o aço (VAT 30®), em geral, gerou vida

da ferramenta maior do que o aço (VAT 36®).

Conforme exposto na Tabela 4.2, o aço válvula (VAT 30®) é (11%) mais duro, (7%)

mais resistente à tração, sua condutividade térmica é (28%) menor e sua taxa de encruamento

é (40%) maior do que o material (VAT 36®).

Conforme descrito por Stahl et al. (2012) e foi citado na Revisão Teórica item 2.3:

• Um aumento de (1%) na resistência de corte, que é representada na Tabela 4.2 pela

resistência à tração, resulta em um aumento de cerca de (1%) na temperatura do

processo;

• O aumento de (1%) na condutividade térmica do material da peça de trabalho resulta

em várias dezenas de graus Celsius (°C) decrescidos na temperatura do processo;

• O aumento da taxa de encruamento resulta no aumento da dureza da superfície cortada

em relação à dureza do material base. Isto, faz com que o próximo passe em uma

operação de torneamento seja feito em um material mais duro, o que supostamente

prejudicaria a vida da ferramenta, principalmente em operações similares às dos ensaios

realizados neste trabalho, que realizava diversas passadas sequenciais nos corpos de

prova. Este resultado foi comprovado pelos resultados de gradiente de dureza das peças

utilizadas nos ensaios, que demonstraram que, para o aço (VAT 30®), a micro dureza

da peça torneada ainda não tinha estabilizado a (0,5 mm) de profundidade (valor da

profundidade de corte utilizada).

141

Mas também, já foi discutido anteriormente, que um material ser menos abrasivo,

commenor alongamento e com maior calor específico, favorece o aumento de de vida da

ferramenta. Pela Tabela 4.2, observa-se, que o aço válvula (VAT 30®) é (16%) menos abrasivo,

alonga (10%) menos até a ruptura e tem calor específico (2%) menor, do que o material (VAT

36®).

De acordo, com o que também foi citado na Revisão Teórica item 2.3:

• O aumento de (1%) no valor do calor específico da peça de trabalho resulta numa

redução de vários graus Celsius (°C) na temperatura do processo;

• Um menor alongamento aquece menos a ferramenta, devido ao menor espalhamento do

cavaco sobre a superfície de saída da ferramenta e dificulta o mecanismo de desgaste

por aderência e attrition.

• A menor abrasividade dificulta o mecanismo de desgaste por abrasão.

Para se tentar entender o por que o aço (VAT 30®) gerou vida maior do que o (VAT

36®) na maioria das condições de usinagem testadas, há que se entender os mecanismos de

desgaste das ferramentas utilizadas. Se a abrasão e o attrition foram os mecanismos

predominantes de desgaste, fica mostrado que a menor abrasividade e o menor alongamento

do aço (VAT 30®) foram as propriedades que protegeram a ferramenta contra um desgaste

mais acelerado, e com isso, aumentaram a sua vida.

4.2.6 Análise dos desgastes e avarias das arestas de corte

Antes de se começar esta análise, há que se relembrar que em todas as ferramentas

utilizadas na usinagem do aço (VAT 30®), o fenômeno preponderante de desgaste foi o attrition

com abrasão sobre as camadas de material aderido, conforme discutido no item 4.1 deste

trabalho. A seguir analisar-se-á os desgastes ocorridos nas ferramentas que usinaram o aço

(VAT 36®).

As Figuras 4.28 (a) e (b) são micrografias da região desgastada do tipo de ferramenta

negativa utilizada com refrigeração da ferramenta em pressão convencional nos ensaios com

aço válvula (VAT 36®) e com (vc = 70 m/min), e a Figura 4.28 (c) mostra os valores semi-

142

quantitativos das composições químicas de alguns pontos destas regiões obtidos com a análise

EDS da supefície de folga do inserto.

(a) (b)

(c)


com tipo de ferramenta negativa em pressão convencional de refrigeração da ferramenta e (vc

= 70 m/min).

As Figuras 4.29 (a) e (b) são micrografias da região desgastada do tipo de ferramenta

positiva utilizada com refrigeração da ferramenta em alta pressão nos ensaios com aço válvula

(VAT 36®) e com (vc = 85 m/min), e a Figura 4.29 (c) mostra os valores semi-quantitativos das

composições químicas de alguns pontos destas regiões obtidos com a análise EDS da supefície

de folga do inserto.


1 Revestimento 30,47 56,80 3,33 6,27 3,13 100,00

2 Revestimento 22,60 59,68 1,76 14,26 1,70 100,00





7 Substrato 0,63 90,54 8,83 100,00

8 Substrato 2,76 4,67 10,16 6,39 9,96 59,98 6,08 100,00

9 Substrato 17,65 41,31 0,70 0,59 37,92 1,83 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

143

(a) (b)

(c)


com tipo de ferramenta positiva em alta pressão de refrigeração da ferramenta e vc = 85 m/min.

Não serão mostradas as figuras com os desgastes ocorridos nas ferramentas utilizadas

no aço (VAT 36®) com outras condições de usinagem para economia de espaço e porque elas

são bastante similares às figuras já mostradas.

Assim, também quando se usinou o aço (VAT 36®) o processo de desgaste da ferramenta

iniciava-se com a abrasão que removia a camada de cobertura em uma porção da superfície de

folga da ferramenta em contato com a peça, o que propiciava a adesão e o mecanismo de

attrition. Por cima da camada aderida, a abrasão também ocorria, o que incentivava mais ainda

a remoção da camada aderida para que o processo de attrition ocorresse. Este era um fenômeno

cíclico que, à medida que ocorria, ia atingindo porções maiores da superfície de folga até fazer

com que o desgaste de flanco atingisse o valor utilizado com critério de fim de vida da

ferramenta.


1 Revestimento 30,07 47,97 2,97 16,69 2,30 100,00






7 Substrato 1,12 0,57 16,24 8,52 15,75 52,44 5,36 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

144

Portanto, a explicação do porque a vida de ferramenta para a usinagem do aço válvula

(VAT 30®) foi maior do que a vida da ferramenta na usinagem do material (VAT 36®) é porque

o (VAT 30®) é (16%) menos abrasivo e alonga (10%) menos até a ruptura. Assim, a abrasão

que dá início ao processo de attrition e que também o incentiva, mesmo sobre as camadas

aderidas onde havia abrasão, é mais lenta e o processo de adesão que é parte do processo de

attrition, também era mais lento devido à menor ductilidade (menor alongamento) do material.

Estas propriedades sobrepujam a influência negativa na vida da ferramenta da menor

condutividade térmica que, supostamente, aumentou a temperatura do processo, e das maiores

dureza, resistência e taxa de encruamento do (VAT 30®) em relação ao (VAT 36®).

4.2.7 Análise das medições de potência de corte das ferramentas

A análise das medições da potência de corte das ferramentas utilizadas em ensaios com

materiais aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) deste trabalho vai ser feita procurando descobrir

a influência dos parâmetros velocidade de corte, do tipo de ferramenta com ângulo de saída

negativo (ferramenta negativa) ou com ângulo de saída positivo (ferramenta positiva), do

processo de usinagem com refrigeração da ferramenta (pressão convencional ou alta pressão)

e do nível de desgaste da ferramenta (início ou final de vida) sobre a potência de corte.

A Figura 4.30 (com nível de desgaste de início de vida) mostra graficamente as médias

dos valores dos picos do sinal de potência de corte obtidos nos ensaios com materiais aços

válvula (VAT 30®) e (VAT 36®), nos diversos ensaios realizados e seus respectivos desvios

padrão.

145

Figura 4.30: Média dos valores dos picos da potência de corte obtidos com ferramentas

em nível de desgaste de início de vida com materiais aço válvula (VAT 30®) e (VAT

36®), em todas as condições testadas.

A Figura 4.31 (com nível de desgaste de início de vida) mostra os resultados da razão

da potência de corte no torneamento do aço válvula (VAT 30®) sobre a potência no

torneamento do aço válvula (VAT 36®), em todas as condições testadas.

146

Figura 4.31: Média da razão dos valores dos picos da potência de corte obtido no torneamento

do aço válvula (VAT 30®) sobre a potência de corte no torneamento do aço válvula (VAT

36®), em nível de desgaste de início de vida em todas as condições testadas.

Analisando-se a Figura 4.30, com os valores do resultado de potência de corte das

ferramentas obtidos nos oito ensaios de torneamento com cada aço válvula (VAT 30®) e (VAT

36®) e a Figura 4.31, com a razão dos valores de potência de corte destes dois materiais, (VAT

30®) sobre (VAT 36®), pode-se verificar que em apenas três destes oito ensaios, a potência de

corte das ferramentas do material (VAT 36®) foi maior que a do (VAT 30®). Isto é, nos demais

cinco ensaios, a razão da potência de corte das ferramentas do material (VAT 30®) sobre a do

(VAT 36®), foi maior do que o valor um, isto é, a potência de corte das ferramentas do (VAT

30®) foi maior do que a do (VAT 36®).

Ainda mais, em um dos três ensaios, em que esta razão foi menor que (1), ela foi igual

a (0,91), isto é, a potência consumida no torneamento do (VAT 30®) foi pouco menor que

aquela consumida no torneamento do (VAT 36®).

Pode-se afirmar então, que a tendência é que o torneamento do (VAT 30®), em linhas

gerais, consuma mais potência que o torneamento do (VAT 36®). Isto era de se esperar, pois o

(VAT 30®) tem dureza maior (11%) e resistência à tração maior (7%) (Ver Tabela 4.2). Isto

significa que maior energia é necessária para se cisalhar o cavaco. Mas ainda, a taxa de

encruamento do (VAT 30®) é (40%) maior do que a do (VAT 36®). Consequentemente, como

147

os ensaios foram realizados em passadas sucessivas da ferramenta sobre a peça, a ferramenta

que torneava o aço (VAT 30®), sempre encontrava uma superfície mais resistente e dura, devido

ao maior encruamento. Esta influência, porém, não foi marcante como demonstrado quando da

análise das Figuras 4.31 e 4.32.

Porém, há que se ter uma hipótese para explicar, porque na condição com refrigeração

em alta pressão e velocidade de corte igual a 70 m/min em ambas as geometrias de ferramenta,

a potência gerada no torneamento do (VAT 30®), foi bem menor que no torneamento do (VAT

36®) (Figura 4.31). A hipótese é que, devido à alta pressão de fluido, somada à baixa velocidade

de corte, a penetração do fluido entre cavaco e ferramenta era facilitada. Como o (VAT 30®)

tem alongamento menor que o (VAT 36®), ele se deformava e se esparramava menos sobre a

superfície de saída da ferramenta, facilitando ainda mais a lubrificação. Assim, a usinagem do

(VAT 30®) com alta pressão do fluido e com baixa velocidade de corte, condições que faciltam

a penetração do fluido de corte na interface e com isso, incentivam a lubrificação, tinha

lubrificação mais eficiente que a do (VAT 36®) nas mesmas condições, o que sobrepujou a

influência das propriedades mecânicas maiores do (VAT 30®) (maior dureza, resistência

mecânica e taxa de encruamento) e fez com que a potência consumida no torneamento do (VAT

30®) fosse menor que a potência consumida na usinagem do (VAT 36®).

4.2.8 Análise das medições da rugosidade dos corpos de prova

A análise das medições da rugosidade dos corpos de prova usinados pelas ferramentas

nos materiais aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) deste trabalho vai ser feita baseada na

influência do parâmetro velocidade de corte, do tipo de ferramenta com ângulo de saída

negativo (ferramenta negativa) ou com ângulo de saída positivo (ferramenta positiva), do

processo de usinagem com refrigeração da ferramenta (pressão convencional ou alta pressão)

sobre a rugosidade dos corpos de prova usinados ao longo da vida da ferramenta.

A Figura 4.32 (com nível de desgaste de início de vida) mostra graficamente os valores

de rugosidade (Ra) dos corpos de prova no torneamento do aço válvula (VAT 30®) e do aço

válvula (VAT 36®), em todas as condições testadas.

148

Figura 4.32 – Valores da razão da rugosidade (Ra) dos corpos de prova obtidos em diversos

ensaios com materiais aços válvula (VAT 30®) e (VAT 36®) com ferramentas em início de

vida.

A Figuras 4.33 (com nível de desgaste de início de vida) mostra graficamente os valores

da razão da rugosidade (Ra) dos corpos de prova no torneamento do aço válvula (VAT 30®)

sobre a rugosidade no torneamento do aço válvula (VAT 36®), em todas as condições testadas.

149

Figura 4.33 – Valores da razão da rugosidade (Ra) dos corpos de prova obtidos em diversos

ensaios com aço válvula (VAT 30®) sobre a rugosidade no torneamento do aço válvula (VAT

36®), com ferramenta em início de vida.

Analisando-se a Figura 4.32, com os valores do resultado da rugosidade dos corpos de

prova obtidos nos oito ensaios de torneamento com cada aço válvula (VAT 30®) e (VAT 36®)

e a Figura 4.33, com a razão dos valores da rugosidade dos corpos de prova destes dois

materiais, (VAT 30®) sobre (VAT 36®), pode-se verificar que em dois dos oito ensaios, a

usinagem do (VAT 30®) gerou rugosidade da peça maior que a usinagem do (VAT 36®), isto

é, a razão de rugosidades foi maior que um. Porém, somente em um destes dois ensaios a

rugosidade do (VAT 30®) foi bem maior que a do (VAT 36®), isto é, (27%) maior. Em três dos

oito ensaios, esta razão foi muito próxima a um, isto é, os dois materiais geraram rugosidades

praticamente idênticas (razão de rugosidade entre (1,00) e (1,02)). Nos ensaios realizados com

as outras três das oito condições as rugosidades das peças com material (VAT 30®) foram bem

menores que a rugosidade obtida com o (VAT 36®), foram de (25%), (36%) e (41%) menores.

Este comportamento maior ou menor da rugosidade do (VAT 30®) em relação ao (VAT 36®)

ocorreu aleatoriamente entre as condições de usinagem, isto é, não é possível afirmar que com

uma das velocidades de corte testadas, a rugosidade foi maior ou menor no (VAT 30®). Porém,

pode-se afirmar que em linhas gerais, a usinagem do aço (VAT 30®) tende a gerar rugosidades

da peça menores ou iguais àquela gerada na usinagem do aço (VAT 36®).

150

Porque isso ocorreu? A formação de rugosidade de uma peça torneada depende

principalmente de três fatores. O primeiro destes fatores é o geométrico. O torneamento gera

uma rugosidade em forma de arcos na peça cuja altura depende do raio de ponta da ferramenta

e do avanço de corte. Neste trabalho nenhum destes parâmetros sofreram variação. Portanto,

pode-se afirmar que a variação da rugosidade gerada pela variação de seu componente

geométrico não ocorreu. O segundo fator é a vibração da peça e/ou da ferramenta de corte.

Como tanto a peça como a ferramenta de corte, que foram utilizadas neste trabalho, eram

bastante rígidas, também não se pode afirmar que a vibração influenciou nestes resultados. O

último dos três fatores é a deformação plástica, que a usinagem causa na superfície da peça que

se transforma na rugosidade. Como pode ser visto na Tabela 4.2, o aço (VAT 30®) tem

alongamento (10%) menor que o aço (VAT 36®), isto é, deforma-se plasticamente (10%) menos

que o aço (VAT 36®) sob a mesma tensão. Assim, pode-se dizer, que o fator deformação

plástica da peça tendia a gerar rugosidade menor quando se usinava o aço (VAT 30®). Mas é

bom apontar, que este fator de influência não é muito grande. Com certeza, a contribuição da

deformação plástica na rugosidade é muito menor que a contribuição do raio de ponta ou do

avanço, por exemplo. Além disso, os valores de rugosidade foram muito pequenos, todos

menores que 1 μm. Portanto, qualquer variação pequena que fosse, de parâmetros como raio de

ponta da ferramenta, por exemplo, um determinado inserto pode ter raio de ponta real pouco

diferente do nominal, pode causar variação maior na rugosidade, do que a variação causada

pela deformação plástica da superfície da peça.

Em resumo, pode-se afirmar que o torneamento do aço (VAT 30®) tem tendência de

gerar rugosidade na peça menor que do aço (VAT 36®), devido à sua menor tendência de

deformar-se plasticamente.

151

5. Conclusões

Com base nos resultados apresentados e em condições similares às utilizadas neste

trabalho, pode-se concluir que para as ferramentas em condições de acabamento, no

torneamento externo do aço válvula (VAT 30®), que:

• O aumento da velocidade de corte causou diminuição da vida da ferramenta, exceto nas

condições de refrigeração em alta pressão, independente do tipo de ferramenta. Causou

também aumento da potência de corte consumida, em início ou final de vida da

ferramenta. Em início de vida da ferramenta, causou aumento da rugosidade da peça,

com excessão nas condições de refrigeração convencional e ferramenta positiva e em

final de vida de ferramenta, causou diminuição da rugosidade da peça, com excessão

nas condições de refrigeração convencional e ferramenta positiva.

• A substituição da refrigeração convencional do processo pela refrigeração /lubrificação

em alta pressão causou aumento da vida da ferramenta, exceto nas condições de (vc =

70 m/min) e ferramenta positiva. Em início de vida da ferramenta, causou diminuição

da potência de corte consumida, com excessão nas condições de (vc = 85 m/min) e

ferramenta negativa. Em final de vida da ferramenta, causou diminuição da potência de

corte consumida, com excessão nas condições de ferramenta negativa e (vc = 70 e 85

m/min). Em início de vida da ferramenta, causou diminuição da rugosidade da peça,

com excessão nas condições de (vc = 85 m/min) e ferramenta positiva. Em final de vida

da ferramenta, causou aumento da rugosidade da peça, com excessão nas condições de

(vc = 85 m/min) e ferramenta positiva.

• A substituição da ferramenta negativa pela positiva causou diminuição da vida da

ferramenta, com excessão nas condições de (vc = 70 m/min) e refrigeração em pressão

convencional. Tanto em início ou fim de vida de ferramenta, causou diminuição da

potência de corte consumida, com excessão nas condições de refrigeração em pressão

convencional, independente da vc. Em início de vida da ferramenta, causou aumento de

rugosidade da peça, com excessão nas condições de refrigeração em pressão

convencional e (vc = 85 m/min). Em fim de vida da ferramenta, causou diminuição da

rugosidade da peça.

• A melhor condição de usinagem do torneamento da liga (VAT 30®) em termos de vida

da ferramenta foi refrigeração em pressão convencional, (vc = 70 m/min) e ferramenta

152

positiva. Em termos de potência de corte foi refrigeração em alta pressão, (vc = 70

m/min) e ferramenta positiva. E em termos de rugosidade da peça foi refrigeração em

alta pressão, (vc = 70 m/min) e ferramenta negativa.

Os principais mecanismos de desgaste da ferramenta utilizada para tornear o aço (VAT

30®) foram a Adesão/Attrition e a Abrasão.

Pode-se concluir ainda, em comparação da usinagem do aço válvula (VAT 30®) com a

do (VAT 36®), que:

• Em geral, a vida das ferramentas do aço válvula (VAT 30®) foi maior do que a vida das

ferramentas do aço (VAT 36®). Isso ocorreu diferentemente do esperado, uma vez que

o aço válvula (VAT 30®) é mais duro, mais resistente, encrua mais e conduz menos

calor, do que o aço válvula (VAT 36®).

• Os principais mecanismos do desgaste das ferramentas que usinaram estes dois

materiais foram adesão/attrition e abrasão.

• O aço válvula (VAT 30®) tem menor ductilidade, é menos abrasivo do que o aço (VAT

36®), o que determinou que as vidas das ferramentas que o usinaram pudessem ser

maiores, já que estas propriedades desaceleraram os mecanismos de desgaste de

adesão/attrition e abrasão.

• A potência de corte consumida pelas ferramentas no torneamento do aço válvula (VAT

30®) tem tendência de ser maior do que a do aço (VAT 36®).

• Apesar deste comportamento da rugosidade (Ra) dos corpos de prova ser maior ou

menor do aço válvula (VAT 30®) ou (VAT 36®), ter se mostrado aleatório, pode-se

afirmar que a usinagem do aço (VAT 30®) tende a gerar rugosidades das peças menores

ou iguais àquelas geradas na usinagem do aço (VAT 36®).

153

6. Sugestões para trabalhos futuros

As sugestões para o desenvolvimento de trabalhos futuros são:

• Avaliar o comportamento e ensaiar as mesmas ferramentas de metal duro e condições

de usinagem com refrigeração da ferramenta de corte com maior pressão da bomba de

fluido;

• Avaliar o comportamento e ensaiar as mesmas ferramentas de metal duro com diferentes

velocidades de corte, avanços e profundidades de corte;

• Avaliar o comportamento e ensaiar com ferramentas com diferentes ângulos de saída;

• Avaliar o comportamento e ensaiar com ferramentas com outros revestimentos nas

mesmas ferramentas de metal duro de tal maneira a gerar outros mecanismos de

desgaste da ferramenta.

• Aumentar o leque de ligas ensaiadas a fim de se poder fazer comparação da

usinabilidade de diversas ligas com propriedades mecânicas e térmicas diversas.

154

REFERÊNCIAS

ASHBY, M.; SHERCLIFF, H.; CEBON, D. Materiais: Engenharia, Ciência,

Processamento e Projeto. 2. ed. Rio de Janeiro: Elsevier, 2012. 650p.

ASKELAND, D. R.; WRIGHT, W. J. Ciência e Engenharia dos Materiais. 3. ed, São

Paulo: Cengage Learning, 2014.

ASM HANDBOOK. Metallography and microstructure. v. 9, 1985. ASM

International,Materials Park, OH 44073. www.asminternational.org .

ASM International. Machining of Nickel Alloys. ASM Specialty Handbook: Nickel,

Cobalt, and Their Alloys. 2000. 235-244p. www.asminternational.org .

ASTAKHOV, V.P. Machining of hard materials – Definitions and industrial applications. In:

DAVIM,J.P. (Ed.). Machining of Hard Materials. [S.1.]: Springer-Velag, 2006

BRUNETTI, F. Motores de combustão interna. v. 1. 3. ed. [S.l.]: São Paulo. Blucher, 2012.

BRUNETTI, F. Motores de combustão interna. v. 2. 3. ed. [S.l.]: São Paulo. Blucher, 2012.

BUTTERY & ARCHARD. Wear: Treatise on Materials Science and Technology. 1971

CHIAVERINI, V. Tecnologia Mecânica. v.1, 2. ed, São Paulo: Mc Graw-Hill, 1977.

CHIAVERINI, V. Tecnologia Mecânica. v.2, 2. ed, São Paulo: Mc Graw-Hill, 1977.

CHIAVERINI, V. Aços e Ferros Fundidos. 7. ed, São Paulo: ABM, 2012.

http://www.asminternational.org/

http://www.asminternational.org/

155

CHOUDHURY, I.A.; BARADIE, M.A. Machinability of nickel-base super alloys: a general

review. Journal of Materials Processing Technology, v.77, p. 278-287, 1998.

DA SILVA, L.R.; Coelho, R.T. Junior, A.B. Bezerra, A.A. Mendonça, W.G. Estudo da

geometria de corte para torneamento de inconel. Máquinas e Metais., v.427, p.32-55, 2006

DEARNLEY, P.; TRENT, E.M. Wear mechanisms of coated Carbide tools. 1982

DINIZ, A. E.; MARCONDES, F. C.; COPPINI, N. L. Tecnologia da Usinagem dos

Materiais. 9. ed, São Paulo: Artliber Editora, 2014.

DINIZ, A. E. Uma Contribuição ao Estudo do Processo de Furação de Aços Inoxidáveis

Austeníticos. Dissertação de Mestrado, Universidade Estadual de Campinas - UNICAMP,

Campinas, 1985.

DINIZ, A.E.; MACHADO A.R.; CORREA, J.G. Tool wear mechanisms in the machining of

steels and stainless steels. Spinger, p.3157-3168, 2016

DINIZ, A.E.; MICARONI, R. Influence of the direction and flow rate of the cutting fluid on

tool life in turning process of AISI 1045 sttel. Elsevier Ltd, p.247-254, 2007

DINIZ, A.E.; MICARONI, R.; HASSUI, A. Evaluating the effect of coolant pressure and flow

rate on tool wear and tool life in the steel turning operation. Springer, p. 1125-1133, 2010.

DURAND-CHARRE, M. Microstructure of Superalloys. 1. ed, Institut National

Polytechnique de Grenoble, França, 1997.

EZUGWU, E.O.; Bonney, J.; Yamane, Y. An overview of the machinability of aeroengine

alloys. Journal of Materials Processing Technology. V. 134, p. 233-253, 2003.

FARINA, A.B. Desenvolvimento de Novos Aços Válvula para Aplicação em Motores de

Alto Desempenho. 2006.

FERRARESI, D. Fundamentos da Usinagem dos Metais. 1. ed. São Paulo: Editora

Edgard Blücher, 1977.

156

GUO, J.T.; QIN, X.Z. YUAN, C.; HOU, J.S.; YE, H.Q. Thermal stability of primary carbides

and carbonitrides in two cast Ni-base superalloys. Materials Letters, v. 62, p. 2275-2278, 2008

INSTITUTO DE METAIS NÃO FERROSOS - ICZ. Superligas. <

http://www.icz.org.br/niquel-superligas.php > 2019.

KONIG, W. GERSCHWILER, K. Machining nickel-based superalloys. Manufacturing

Engineering. v.122, n.3, p.102-108, 1997.

LANDULFO, F.; Equipe técnica Hemis. Manual completo do Automóvel. 1. ed, São Paulo:

Hemus, 2015.

LEWIS, R. Dwyer-Joyce R.S. Wear of diesel engine inlet valves and seat inserts. Proceedings

of the Institution of Mechanical Engineers. p. 205-216, 2002

LORIA, E.A., Superalloy 718 - Metallurgy and Applications. Edited by The Minerals, Metals

& Materials Society, pp.673-683, 1989.

MACHADO, A. R.; ABRÃO, A. M.; COELHO, R. T.; SILVA, M. B. Teoria da

Usinagem dos Materiais. 1. ed, São Paulo: Editora Edgard Blücher, 2009.

MAHLE. Disponível em: < https://www.mahle-aftermarket.com/media/local-media-latin-

america/catalogs/brasil/pdf-catalogos/mahle-catalogo-de-valvulas-2017-web.pdf >. Acesso em

2019.

NATHAL, M.V.; EBERT, L.J. Gamma prime shape changes during creep of a nickel-base

superalloy. Scripta Metallurgia, v. 17, p. 1151-1154, 1983

NETO, C.M. A importância do estudo de superligas. Campos de Jordão, SP, 2009

REED, R.C.; Tao, T.; WARNKEN, N. Alloys-By-Design: Application to nickel-based single

crystal superalloys. Acta Materials. V.57, p.5898-5913, 2009.

SANDVIK COROMANT. Manual Técnico de Usinagem. São Paulo, 2016. 600p.

http://www.icz.org.br/niquel-superligas.php

https://www.mahle-aftermarket.com/media/local-media-latin-america/catalogs/brasil/pdf-catalogos/mahle-catalogo-de-valvulas-2017-web.pdf

https://www.mahle-aftermarket.com/media/local-media-latin-america/catalogs/brasil/pdf-catalogos/mahle-catalogo-de-valvulas-2017-web.pdf

157

SANDVIK COROMANT. Turning Tools – Ferramentas para torneamento. AB Sandvik

Coromant, Sandviken, Sweeden, 2015

SANDVIK COROMANT. Ferramentas para torneamento. Catálogo C-1000: 8, 2012

SANDVIK Coromant. Properties, Manufacture and Utilization of Ceramics,

Publicação interna, 1990.

SANDVIK Coromant. Desgaste nas arestas de corte.

http://www.sandvik.coromant.com/pt-

pt/knowledge/materials/cutting_tool_materials/wear_on_cutting_edges, acesso em

30/03/2016.

SANDVIK Coromant. Refrigeração de alta pressão.

http://www.sandvik.coromant.com/pt-pt/knowledge/tooling-systems/machine-and-tooling-

systems-considerations/high-pressure-coolant/, acesso em 30/03/2016.

SANTOS, S.C. Aspectos Tribológicos da Usinagem dos Materiais. 1. ed, São Paulo: Artliber

Editora, 2009.

SHACKELFORD, J. F. Ciência dos Materiais para Engenheiros. 6. ed, São Paulo: Pearson

Education do Brasil, 2008.

SHARMAN, A.R.C.; HUGHES, J.I.; RIDGWAY, K. Surface integrity and tool life when

turning Inconel 718 using ultra-high pressure and flood coolant systems. IMechE, v. 222, p.

653-664, 2007.

SILVA, A. L. V. C.; MEI, P. R. Aços e Ligas Especiais. 3. ed, São Paulo: Editora

Edgard Blücher, 2010. 646p.

SMITH, W.F.; HASHEMI, J. Fundamentos de Engenharia e Ciência dos Materiais. 5. ed,

Porto Alegre: AMGH Editora, 2012.

STAHL, J.E. Metal Cutting Theories and Models. 1. ed, Lund: Lund University, 2012.

http://www.sandvik.coromant.com/pt-pt/knowledge/materials/cutting_tool_materials/wear_on_cutting_edges

http://www.sandvik.coromant.com/pt-pt/knowledge/materials/cutting_tool_materials/wear_on_cutting_edges

http://www.sandvik.coromant.com/pt-pt/knowledge/tooling-systems/machine-and-tooling-systems-considerations/high-pressure-coolant/

http://www.sandvik.coromant.com/pt-pt/knowledge/tooling-systems/machine-and-tooling-systems-considerations/high-pressure-coolant/

158

SZCZOTOK, A.; SZALA, J.; CWAJNA, J.; HETMANCZYK, M. Selection of etching

methods of primary carbides in MAR-M247 nickel-base superalloy for computer-aided

quantitative metallography. Materials Characterization, v. 56, p. 348-354, 2006.

TRENT, E. M.; WRIGHT, P.K.; Metal Cutting. 4. ed, Woburn: Boston: Butterworth-

Heinemann, 2000.

TRW. Disponível em: < https://www.slideshare.net/kesleyjaru/trw-valvulas > 2011

VAN VLACK, L. H. Princípios de Ciência dos Materiais. 1. ed, São Paulo: Edgard

Blücher, 1970.

VILLARES METALS. Disponível em: < http://www.villaresmetals.com.br/pt >. Acesso em

2019.

WOLFF, I.M. Precipitation accompanying overheating in nickel-base superalloy. Materials

characterization, v. 29, p. 55-61, 1982

YAEDU, A.E. Influência do Substrato na Deposição de Stellite com Plasma de Arco

Transferido. Dissertação de Mestrado. Universidade Federal do Paraná. 2003

https://www.slideshare.net/kesleyjaru/trw-valvulas

http://www.villaresmetals.com.br/pt

159

REFERÊNCIAS CONSULTADAS

AGOSTINHO, O. L.; RODRIGUES, A. C. S.; LIRANI, J. Tolerâncias, ajustes,

desvios e análise de dimensões. 1. ed, São Paulo: Editora Edgard Blücher Ltda, 1977.

BIANCHI, E. C.; AGUIAR, P. R.; PIUBELI, B. A. Aplicação e utilização dos fluidos

de corte nos processos de retificação. 1. ed, São Paulo: Artliber Editora, 2004.

CALLISTER, Jr., W. D. Fundamentos da Ciência e Engenharia de Materiais: uma

amordagem integrada. 2.ed, Nova Iorque: John Wiley & Sons, 2006.

CARAM, R. Estrutura e Propriedades dos Materiais. Estrutura Cristalina. 2002.

http://www.fem.unicamp.br/~caram/estrutura.pdf, acesso em 30/03/2016.

DAVIM, J. P. Materials Forming, Machining and Tribology. Tribology in

Manufacturing Technology. Springer. 2012.

https://books.google.com.br/books?id=MMA2C34UQVAC&pg=PA102&lpg=PA102&dq=M

aterials+Forming,+Machining+and+Tribology&source=bl&ots=9srGRlreDF&sig=Xyr930ZD

BPSOXJt1n4c4Ew2kswk&hl=pt-

BR&sa=X&ved=0ahUKEwieobepwJLOAhUFCpAKHWK4DRQ4ChDoAQgpMAI#v=onepa

ge&q=Materials%20Forming%2C%20Machining%20and%20Tribology&f=false, acesso em

30/03/2016.

DIETER, G. E.; BACON, David. Mechanical Metallurgy. 1. ed, New York: Mc Graw-

Hill Book Company, 1988.

FARINA, A. Metalografia das Ligas e Superligas de Níquel. Villares Metals. 2000.

http://pmt.usp.br/pmt2402/Metalografia%20de%20Ligas%20de%20Ni.pdf, acesso

em 30/03/2016.

FAWLEY, R. W. Superalloy Progress. In: Chester T. Sims. William C. Hagel. The

Superalloys. New York. John Willey & Sons. p.3-29. (1972),

http://www.fem.unicamp.br/~caram/estrutura.pdf

https://books.google.com.br/books?id=MMA2C34UQVAC&pg=PA102&lpg=PA102&dq=Materials+Forming,+Machining+and+Tribology&source=bl&ots=9srGRlreDF&sig=Xyr930ZDBPSOXJt1n4c4Ew2kswk&hl=pt-BR&sa=X&ved=0ahUKEwieobepwJLOAhUFCpAKHWK4DRQ4ChDoAQgpMAI#v=onepage&q=Materials%20Forming%2C%20Machining%20and%20Tribology&f=false





http://pmt.usp.br/pmt2402/Metalografia%20de%20Ligas%20de%20Ni.pdf

160

FITZPATRICK, M. Introdução aos Processos de Usinagem. 1. ed, Porto Alegre:

AMGH, 2013.

FOX, R W.; McDONALD, A. T.; PRITCHARD, P. J. Introdução à Mecânica dos

Fluidos. 8. ed, Rio de Janeiro: LTC, 2015.

LINDEBURG, M.R. Fundamentos de Engenharia Teoria e Prática, v.2, 1. ed, Rio de

Janeiro: LTC Editora, 2013.

Metals Handbook. Properties and Selection: Irons, Steels and High Performance Alloys.

ASM 10th edition, v. 1, 1990.

MILLS, B.; REDFORD, A. H. Machinability of Engineering Materials. 1. Ed,

London and New York: Applied Science Publishers LTD, 1983.

NICKEL INSTITUTE. Where & Why Nickel is Used. Nickel Institute – Knowledge for

a Brighter Future.

https://www.nickelinstitute.org/NickelUseInSociety/AboutNickel/WhereWhyNickelIsUsed.as

px, acesso em 30/03/2016.

Nickel Development Institute. Machining Nickel Alloys. Reference book, nº 11008, 2012.

NOVASKI, O. Usinagem dos Materiais. 1. ed, Campinas: DEF/FEM/UNICAMP,

1991.

NOVASKI, O. Introdução à Engenharia de Fabricação Mecânica. 1. ed, São Paulo:

Editora Edgard Blücher Ltda, 1994.

RODRIGUES, M. A. Caminhos da Usinagem. 1. ed, São Paulo: Artliber Editora,

2015.

https://www.nickelinstitute.org/NickelUseInSociety/AboutNickel/WhereWhyNickelIsUsed.aspx

https://www.nickelinstitute.org/NickelUseInSociety/AboutNickel/WhereWhyNickelIsUsed.aspx

161

RODRIGUES, M. A.; HASSUI, A. ANÁLISE DOS ESFORÇOS DE CORTE NO

FRESAMENTO DA LIGA A BASE DE NÍQUEL - INCONEL 625 – DEPOSITADA

EM FORMA DE REVESTIMENTO METÁLICO. In: IV Congresso Brasileiro de

Engenharia de Fabricação, 2007, Estância de São Pedro. Anais do IV Congresso Brasileiro de

Engenharia de Fabricação – em cd-rom, 2007.

ROTHERY, W.H. Estrutura das ligas de Ferro. Introdução elementar. 1. ed, São Paulo:

Editora Edgar Bluche, 1968.

RUNGE, P. R. F.; DUARTE, G. N. Lubrificantes nas Indústrias. 1. ed, Cotia, SP:

Triboconcept Edições Técnicas, 1990.

SANDVIK COROMANT. Modern Metal Cutting. A practical Handbook. 1. ed, Fair Lawn:

Toftersv Tryckeri AB, 1996.

SHAW, M.C. Metal Cutting Principles. 2. ed. [S.1.]: Oxford University Press, 2005.

SILVA, A.L.V.C.; MEI, P.R. Aços e Ligas Especiais. 3. ed, Sâo Paulo: Editora Edgard

Blucher, 2014.

SIMS, C. T.; HAGEL, W. C. The superalloys. 1. ed, New York: John Wiley & Sons,

1972.

SOUZA, S. A. Ensaios Mecânicos de Materiais Metálicos. Fundamentos Teóricos e

Práticos. 5. ed, São Paulo: Editora Edgard Blücher Ltda, 1982.

VENNARD, J. K.; STREET, R. L. Elementos de Mecânica dos Fluidos. 5. ed, Rio de

Janeiro: Guanabara Dois S.A., 1978.

162

APÊNDICE A – Resultado das análises de vida das ferramentas

em volume de material removido

A Tabela A.1 relaciona os valores individuais do resultado vida de ferramenta em

volume de material removido, para os (8) ensaios de torneamento e uma réplica cada, no total

de (16) valores, com aço válvula (VAT 30®), conforme descrito no planejamento fatorial, no

item A.1.1.

Tabela A.1 – Valores do resultado vida de ferramenta em volume de material removido para os

(8) ensaios de torneamento e uma réplica, com aço válvula (VAT 30®).

Para a análise da influência dos parâmetros (refrigeração da ferramenta, tipo de

ferramenta e velocidade de corte) e suas interações no resultado vida de ferramenta em volume

de material removido para o material aço válvula (VAT 30®), foi utilizado o programa

computacional MINITAB 16 e calculada a análise de variância ANOVA do fatorial completo

(23), conforme apresentado na Tabela A.2.

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Volume

material

removido

[cm³]

1 Negativa Alta pressão 70 0,1 0,5 73,03


3 Negativa Convencional 70 0,1 0,5 76,15


5 Positiva Alta pressão 70 0,1 0,5 43,16


7 Positiva Convencional 70 0,1 0,5 92,18


9 Réplica Negativa Alta pressão 70 0,1 0,5 72,54


11 Réplica Negativa Convencional 70 0,1 0,5 66,30


13 Réplica Positiva Alta pressão 70 0,1 0,5 40,26


15 Réplica Positiva Convencional 70 0,1 0,5 97,27


Testes práticos

FATORES DE CONTROLE

163

Tabela A.2 - Valores da análise de variância ANOVA para o resultado vida de ferramenta em

volume de material removido obtidos nos ensaios com material aço válvula (VAT 30®).

Para todos os fatores que apresentam Fo > F tabelado (Anexo A) = 5,32, tem-se a

indicação de que há menos de 5% de risco de assumirmos que os mesmos são significantes,

quando de fato não são. Então, analisando-se a Tabela 4.3 e com significância de 5%, pode-se

afirmar que os fatores velocidade de corte, tipo de ferramenta, refrigeração da ferramenta, as

interações de 2ª ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta, velocidade de corte x

refrigeração da ferramenta, tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta e a interação de

3ª ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta são todos

causas de variações na vida da ferramenta em volume de material removido, pois apresentaram

significância estatística no resultado.

APÊNDICE B – Resultado das análises das medições de

potência de corte das ferramentas

164

As Tabelas B.1 (insertos em início de vida) e B.2 (insertos em final de vida) relacionam

os valores individuais do resultado potência de corte, dos (8) ensaios de torneamento e uma

réplica cada, no total de (16) valores, com aço válvula (VAT 30®), conforme descrito no

planejamento fatorial, no item 4.1.1.

Tabela B.1 – Valores do resultado potência de corte dos (8) ensaios em início de vida de

torneamento e uma réplica cada, com aço válvula (VAT 30®).

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Potência de

corte

[kW]

















Testes práticos

FATORES DE CONTROLE

165

Tabela B.2 – Valores do resultado potência de corte dos (8) ensaios em final de vida de



ferramenta, nível de desgaste da ferramenta e velocidade de corte) e suas interações no

resultado potência de corte para o material aço válvula (VAT 30®), foi utilizado o programa


(23), conforme apresentado na Tabela B.3.

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Potência de

corte

[kW]

















FATORES DE CONTROLE

Testes práticos

166

Tabela B.3: Valores da análise de variância ANOVA para o resultado: potência de corte com

material aço válvula (VAT 30®) em nível de desgaste da ferramenta de início e final de vida.

Como para todos os fatores que apresentam Fo > F tabelado (Anexo A) = 4,49, tem-se

a indicação de que há menos de 5% de risco de assumirmos que os mesmos são significantes,

quando de fato não são, então, analisando-se a Tabela 4.4 e com significância de 5%, pode-se

afirmar que os fatores velocidade de corte, tipo de ferramenta, refrigeração da ferramenta e

nível de desgaste, as interações de 2ª ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta,

velocidade de corte x refrigeração da ferramenta, tipo de ferramenta x refrigeração da

ferramenta e refrigeração da ferramenta x nível de desgaste e as interações de 3ª ordem

velocidade de corte x refrigeração da ferramenta x nível de desgaste são causas de variações

na potência de corte. Entretanto, as interações de 2ª ordem velocidade de corte x nível de

desgaste e tipo de ferramenta x nível de desgatse, as interações de 3ª ordem velocidade de corte

x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta, velocidade de corte x tipo de ferramenta x

nível de desgaste e tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta x nível de desgaste e a

interação de 4ª ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta x

nível de desgaste não apresentaram significância estatística no resultado.

167

APÊNDICE C – Resultado das análises das medições de

rugosidade das ferramentas de acabamento

A Tabela C.1 relaciona os valores individuais do resultado rugosidade dos corpos de

prova, dos (4) ensaios de torneamento e uma réplica cada, no total de (8) valores, conforme

descrito no planejamento fatorial, no item 4.2.6.

Tabela C.1 – Valores do resultado rugosidade dos corpos de prova dos (4) ensaios de

torneamento e uma réplica cada, com insertos de Acabamento (ISO M15).

Vida de

ferramenta em

volume de

material removido

[cm3]

Tipo ferramenta Negativa Positiva Negativa Positiva Negativa Positiva Negativa Positiva

5,00 0,45 1,06 0,66 0,81 0,57 0,91 0,68 0,45

10,00 0,45 1,00 0,66 0,81 0,57 1,00 0,68 0,45

15,00 0,67 0,98 0,71 0,81 0,76 1,00 0,70 0,45

20,00 0,89 0,84 0,76 0,81 0,95 0,99 0,72 0,45

25,00 0,84 0,61 0,87 0,73 0,87 0,99 0,70 0,47

30,00 0,88 0,62 0,97 0,66 0,86 1,08 0,67 0,48

35,00 1,01 0,58 1,07 0,59 0,85 1,10 0,54 0,50

40,00 1,00 0,57 0,99 0,51 0,77 1,10 0,45 0,48

45,00 0,99 0,56 0,91 0,51 0,68 0,46 0,47

50,00 1,08 0,97 0,50 0,70 0,50 0,46

55,00 1,09 1,02 0,49 0,70 0,52 0,50

60,00 1,09 0,94 0,48 0,51

65,00 1,14 1,00 0,50

70,00 1,18 0,99 0,52

75,00 1,17 0,54

80,00 0,56

Média 0,93 0,76 0,89 0,61 0,75 1,02 0,59 0,47

Desvio Padrão 0,24 0,21 0,14 0,13 0,12 0,07 0,10 0,02

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

em Alta Pressão

Vc 70 m/min

[μm]

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

em Alta Pressão

Vc 85 m/min

[μm]

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

Convencional

Vc 70 m/min

[μm]

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

Convencional

Vc 85 m/min

[μm]

168

Tabela C.1 – Valores do resultado rugosidade dos corpos de prova dos (4) ensaios de



ferramenta e velocidade de corte) e suas interações no resultado rugosidade (Ra) para o

material aço válvula (VAT 30®), foi utilizado o programa computacional MINITAB 16 e

calculada a análise de variância ANOVA do fatorial completo (23), conforme apresentado na

Tabela C.2.

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Rugosidade Ra

[μm]

















Testes práticos

FATORES DE CONTROLE

169

Tabela C.2 - Valores da análise de variância ANOVA para o resultado rugosidade (Ra) dos

corpos de prova em ensaios com material aço válvula (VAT 30®).




afirmar que nenhum dos fatores testados, nem a interação entre eles apresentaram significância

estatística no resultado.

Fatores de controle

Graus de

Liberdade

GL

Soma dos

Quadrados SS

Soma dos

Quadrados

Ajustado

SS Ajustado

Quadrado

Médio

Ajustado

MS Ajustado

Fo valor-P

Velocidade corte 1 0,032400 0,032400 0,032400 0,77 0,405

Ferramenta 1 0,022500 0,022500 0,022500 0,54 0,485

Refrigeração 1 0,202500 0,202500 0,202500 4,82 0,059

Veloc.corte * Ferramenta 1 0,090000 0,090000 0,090000 2,14 0,181

Veloc.corte * Refrigeração 1 0,067600 0,067600 0,067600 1,61 0,240

Ferramenta * Refrigeração 1 0,062500 0,062500 0,062500 1,49 0,257

Veloc.corte * Ferram. * Refriger. 1 0,019600 0,019600 0,019600 0,47 0,514

Erro 8 0,335800 0,335800 0,041970

Total 15 0,832900

Valor do F tabelado 1

GL para o Erro 8

Significância 5%

Grau de Liberadade (GL) para cada fator

F tabelado = 5,32

170

APÊNDICE D – Resultado das análises de vida das ferramentas

em volume de material removido

A Tabela D1 relaciona os valores individuais do resultado vida de ferramenta em volume

de material removido, para os (8) ensaios de torneamento e uma réplica cada, no total de (16)

valores, com aço válvula (VAT 36®), conforme descrito no planejamento fatorial, no item 4.1.1.

Tabela D1 – Valores do resultado vida de ferramenta em volume de material removido para os

(8) ensaios de torneamento e uma réplica, com aço válvula (VAT 36®).

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Volume

material

removido

[cm³]

















FATORES DE CONTROLE

Testes práticos

171


ferramenta e velocidade de corte) e suas interações no resultado vida de ferramenta em volume

de material removido para o material aço válvula (VAT 36®), foi utilizado o programa


(23), conforme apresentado na Tabela D.2.

Tabela D.2 - Valores da análise de variância ANOVA para o resultado vida de ferramenta em

volume de material removido obtidos nos ensaios com material aço válvula (VAT 36®).




afirmar que os fatores velocidade de corte e tipo de ferramenta, as interações de 2ª ordem

velocidade de corte x tipo de ferramenta, velocidade de corte x refrigeração da ferramenta,

tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta são todos causas de variações na vida da

ferramenta em volume de material removido, pois apresentaram significância estatística no

resultado. Entretanto, o fator refrigeração da ferramenta e a interação de 3ª ordem velocidade

de corte x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta não apresentaram significância

estatística no resultado.

Fatores de controle

Graus de

Liberdade

GL

Soma dos

Quadrados SS

Soma dos

Quadrados

Ajustado

SS Ajustado

Quadrado

Médio

Ajustado

MS Ajustado

Fo valor-P


Ferramenta 1 236,6 236,6 236,6 26,06 0,001

Refrigeração 1 3,4 3,4 3,4 0,37 0,558





Erro 8 72,6 72,6 9,1

Total 15 1.439,6


GL para o Erro 8

Significância 5%


F tabelado = 5,32

172

APÊNDICE E – Resultado das análises das medições de

potência de corte das ferramentas

As Tabelas E.1 (insertos em início de vida) e E.2 (insertos em final de vida) relacionam

os valores individuais do resultado potência de corte, dos (8) ensaios de torneamento e uma

réplica cada, no total de (16) valores, com aço válvula (VAT 36®), conforme descrito no

planejamento fatorial, no item 4.1.1.

Tabela E1 – Valores do resultado potência de corte dos (8) ensaios em início de vida de


RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Potência de

corte

[kW]

















FATORES DE CONTROLE

Testes práticos

173

Tabela E.2 – Valores do resultado potência de corte dos (8) ensaios em final de vida de



ferramenta, nível de desgaste da ferramenta e velocidade de corte) e suas interações no

resultado potência de corte para o material aço válvula (VAT 30®), foi utilizado o programa


(23), conforme apresentado na Tabela E.3.

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Potência de

corte

[kW]

















FATORES DE CONTROLE

Testes práticos

174

Tabela E.3: Valores da análise de variância ANOVA para o resultado: potência de corte com

material aço válvula (VAT 36®) em nível de desgaste da ferramenta de início e final de vida.




afirmar que os fatores velocidade de corte, tipo de ferramenta e nível de desgaste, as interações

de 2ª ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta e as interações de 3ª ordem velocidade de

corte x refrigeração da ferramenta x nível de desgaste são causas de variações na potência de

corte. Entretanto, o fator refrigeração da ferramenta, as interações de 2ª ordem velocidade de

corte x refrigeração da ferramenta, velocidade de corte x nível de desgaste, tipo de ferramenta

x refrigeração da ferramenta, tipo de ferramenta x nível de desgatse, refrigeração da

ferramenta x nível de desgaste e as interações de 3ª ordem velocidade de corte x tipo de

ferramenta x refrigeração da ferramenta, velocidade de corte x tipo de ferramenta x nível de

desgaste e tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta x nível de desgaste e a interação de

4ª ordem velocidade de corte x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta x nível de

desgaste não apresentaram significância estatística no resultado.

Fatores de controle

Graus de

Liberdade

GL

Soma dos

Quadrados SS

Soma dos

Quadrados

Ajustado

SS Ajustado

Quadrado

Médio

Ajustado

MS Ajustado

Fo valor-P


Ferramenta 1 0,1 0,1 0,1 5,7 0,030

Refrigeração 1 0,0 0,0 0,0 0,97 0,339

Nível desgaste 1 1,8 1,8 1,8 117,16 0,000



Veloc.corte * Nível desgaste 1 0,0 0,0 0,0 0,45 0,511


Ferramenta * Nível desgaste 1 0,0 0,0 0,0 0,97 0,339

Refrigeração * Nível desgaste 1 0,0 0,0 0,0 0,15 0,705


Veloc.corte * Ferram. * Nível desg. 1 0,0 0,0 0,0 0,31 0,585

Veloc.corte * Refriger. * Nível desg. 1 0,1 0,1 0,1 6,85 0,019

Ferramenta * Refrig. * Nível desg. 1 0,0 0,0 0,0 1,48 0,242

Veloc.corte * Ferram. * Refrig. * Nível desg. 1 0,0 0,0 0,0 0,31 0,585

Erro 16 0,2 0,2 0,0

Total 31 2,5


GL para o Erro 16

Significância 5%


F tabelado = 4,49

175

APÊNDICE F – Resultado das análises das medições de

rugosidade das ferramentas de acabamento

A Tabela F.1 relaciona os valores individuais do resultado rugosidade dos corpos de

prova, dos (4) ensaios de torneamento e uma réplica cada, no total de (8) valores, conforme

descrito no planejamento fatorial, no item 4.1.1.

Tabela F.1 – Valores do resultado rugosidade dos corpos de prova dos (4) ensaios de


Vida de

ferramenta em

volume de

material removido

[cm3]

Tipo ferramenta Negativa Positiva Negativa Positiva Negativa Positiva Negativa Positiva

5,00 0,78 0,67 0,53 0,61 0,73 0,54 0,84 0,61

10,00 0,78 0,67 0,53 0,61 0,73 0,54 0,84 0,61

15,00 0,78 0,67 0,60 0,61 0,78 0,54 0,84 0,61

20,00 0,80 0,67 0,67 0,64 0,79 0,54 0,84 0,66

25,00 0,78 0,66 1,12 0,67 0,85 0,53 0,84 0,72

30,00 0,77 0,65 1,17 0,70 0,97 0,51 0,84 0,73

35,00 0,80 0,64 1,15 0,71 1,00 0,49 0,83

40,00 0,79 0,65 1,20 0,71 1,02 0,51 0,83

45,00 0,78 0,66 1,18 0,72 1,00 0,51 0,83

50,00 0,67 1,19 0,74 0,82

55,00

60,00

65,00

70,00

75,00

80,00

Média 0,78 0,66 0,93 0,67 0,87 0,52 0,83 0,65

Desvio Padrão 0,01 0,01 0,31 0,05 0,12 0,02 0,01 0,06

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

Convencional

Vc 85 m/min

[μm]

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

em Alta Pressão

Vc 70 m/min

[μm]

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

Convencional

Vc 70 m/min

[μm]

Ferramenta

Negativa

com Refrigeração

em Alta Pressão

Vc 85 m/min

[μm]

176

Tabela F.1 – Valores do resultado rugosidade dos corpos de prova dos (4) ensaios de



ferramenta e velocidade de corte) e suas interações no resultado rugosidade (Ra) para o

material aço válvula (VAT 30®), foi utilizado o programa computacional MINITAB 16 e

calculada a análise de variância ANOVA do fatorial completo (23), conforme apresentado na

Tabela F.2.

RESPOSTA

Tipo de

Ferramenta

Negativa

Refrigeração

da

ferramenta

Velocidade

Corte

[m/min]

Avanço

fz

[mm/volta]

Profundidade

Corte ap

[mm]

Rugosidade Ra

[μm]

















Testes práticos

FATORES DE CONTROLE

177

Tabela F.2 - Valores da análise de variância ANOVA para o resultado rugosidade (Ra) dos

corpos de prova em ensaios com material aço válvula (VAT 36®).




afirmar que os fatores velocidade de corte e tipo de ferramenta, as interações de 2ª ordem

velocidade de corte x tipo de ferramenta são todos causas de variações na rugosidade 2D dos

corpos de prova, pois apresentaram significância estatística no resultado. Entretanto, o fator

refrigeração da ferramenta, as interações de 2ª ordem velocidade de corte x refrigeração da

ferramenta e tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta e a interação de 3ª ordem

velocidade de corte x tipo de ferramenta x refrigeração da ferramenta não apresentaram

significância estatística no resultado.

Fatores de controle

Graus de

Liberdade

GL

Soma dos

Quadrados SS

Soma dos

Quadrados

Ajustado

SS Ajustado

Quadrado

Médio

Ajustado

MS Ajustado

Fo valor-P


Ferramenta 1 0,207025 0,207025 0,207025 7,06 0,029

Refrigeração 1 0,015625 0,015625 0,015625 0,53 0,486





Erro 8 0,234600 0,234600 0,029325

Total 15 0,495575


GL para o Erro 8

Significância 5%


F tabelado = 5,32

178

APÊNDICE G – Imagens ampliadas das ferramentas dos

ensaios com o material aço válvula (VAT 36®)

A Figura G.1 (a) é uma micrografia da região desgastada do tipo de ferramenta negativa

utilizada com refrigeração da ferramenta em alta pressão nos ensaios com aço válvula (VAT

36®) e com vc = 70 m/min, e a Figura G.1 (b) mostra os valores semi-quantitativos das



179

(a)

(b)

Figura G.1 – (a) Imagem ampliada do desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio

de torneamento do tipo de ferramenta negativa em alta pressão de refrigeração da ferramenta

e vc = 70 m/min.







1 Revestimento 31,78 63,02 0,56 4,16 0,48 100,00

2 Revestimento 27,36 58,77 0,55 13,32 100,00





7 Substrato 2,42 1,65 2,22 87,56 6,15 100,00

8 Substrato 2,59 2,30 1,93 86,73 6,45 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

180

(a)

(b)

Figura G.2 – (a) Imagem ampliada do desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio

de torneamento com tipo de ferramenta negativa em alta pressão de refrigeração da ferramenta

e vc = 85 m/min.


utilizada com refrigeração da ferramenta em pressão convencional nos ensaios com aço

válvula (VAT 36®) e com vc = 85 m/min, e a Figura G.3 (b) mostra os valores semi-quantitativos


1 Revestimento 33,03 60,09 1,15 4,54 1,19 100,00

2 Revestimento 23,41 57,44 3,17 12,91 3,07 100,00





7 Substrato 2,04 2,31 1,93 81,39 12,33 100,00

8 Substrato 1,38 0,74 15,09 9,60 14,22 54,23 4,74 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

181

das composições químicas de alguns pontos destas regiões obtidos com a análise EDS da

supefície de folga do inserto.

(a)

(b)

Figura G.3 – (a) Desgaste da ferramenta e (b) análise de EDS do ensaio de torneamento com

tipo de ferramenta negativa em pressão convencional de refrigeração da ferramenta e vc = 85

m/min.


1 Revestimento 33,08 59,53 1,28 4,82 1,29 100,00

2 Revestimento 18,91 71,83 1,59 5,82 1,85 100,00

3 Revestimento 14,15 66,61 4,78 7,04 7,42 100,00






9 Substrato 1,35 0,97 22,90 12,14 22,07 34,76 5,81 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

182

A Figura G.4 (a) é uma micrografia da região desgastada do tipo de ferramenta positiva





(a)

(b)


1 Revestimento 28,57 58,27 0,90 11,21 1,05 100,00

2 Revestimento 29,25 27,03 10,77 21,71 11,24 100,00






8 Substrato 1,87 0,96 22,87 11,79 21,30 37,38 3,83 100,00

9 Substrato 1,31 1,56 1,16 85,85 10,12 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal


183


tipo de ferramenta positiva em alta pressão de refrigeração da ferramenta e vc = 70 m/min.






184

(a)

(b)

Figura G5 – (a) Desgaste da ferramenta e (b) análise de EDS do ensaio de torneamento com

tipo de ferramenta positiva em pressão convencional de refrigeração da ferramenta e vc = 70

m/min.





1 Revestimento 27,56 52,05 6,65 10,52 1,73 1,49 100,00









10 Substrato 1,71 0,83 23,67 13,70 23,09 32,76 4,24 100,00

11 Substrato 1,91 3,72 0,91 86,35 7,11 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

185



(a)

(b)


ferramenta positiva em pressão convencional de refrigeração e vc = 85 m/min.


1 Revestimento 33,92 55,95 3,22 4,32 2,59 100,00

2 Revestimento 30,71 51,47 6,10 5,75 5,97 100,00








10 Substrato 1,93 0,75 21,40 11,28 20,28 40,52 3,84 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

186

APÊNDICE H – Imagens ampliadas de outras ferramentas dos


A Figura H.1 (a) é uma imagem ampliada da região desgastada da ferramenta negativa

utilizada com alta pressão do fluido nos ensaios com aço (VAT 30®) e vc = 70 m/min. A Figura

H.1 (b) mostra valores semi-quantitativos das composições químicas dos pontos indicados na

Figura H.1 (a) obtidos com a análise EDS destes pontos.

(a)

(b)

Figura H.1 – (a) Imagens ampliadas do desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio

de torneamento com ferramenta negativa em alta pressão do fluido e vc = 70 m/min.


1 Substrato 95,61 4,39 100,00

2 Substrato 95,76 4,24 100,00

3 Substrato 95,60 4,40 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal


187

Analisando-se a Figura H1 (b) vê-se que as regiões indicadas por “1”, “2” e “3”

mostradas na Figura H.1 (a) são formadas pelo substrato exposto. Isto mostra que a limpeza

química foi bem feita, removendo todo material aderido. Porém, vê-se também na Figura H.1

(a) várias marcas de abrasão, isto é, riscos abrasivos paralelos à direção de corte.

A Figura H.2 (a) é uma imagem ampliada da região desgastada do tipo de ferramenta

negativa utilizada com refrigeração da ferramenta em alta pressão nos ensaios com aço válvula

(VAT 30®) e com vc = 85 m/min, mostrando também na Figura H.2 (b), valores semi-



(a)

(b)

Figura H.2 – (a) Imagem ampliada do desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio

de torneamento com tipo de ferramenta negativa em alta pressão de refrigeração da ferramenta

e vc = 85 m/min.

Analisando-se a Figura H.2 (b) pode-se ver que a região indicadas por “1” e “2”

mostradas na Figura H.2 (a) possui o substrato exposto e com marcas de abrasão.


1 Substrato 92,09 7,91 100,00

2 Substrato 96,44 3,56 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

188

A Figura H.3 (a) mostra o desgaste da ferramenta utilizada no torneamento do aço

(VAT30) nas condições tipo de ferramenta negativa, refrigeração da ferramenta em pressão

convencional e com vc = 70 m/min. A Figura H.3 (b) mostra os resultados de EDS de alguns

pontos desta região.

(a)

(b)

Figura H.3 – (a) Desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio de torneamento com

tipo de ferramenta negativa, pressão convencional de refrigeração da ferramenta e vc = 70

m/min.

A análise EDS mostrada indica que a limpeza foi bem realizada e, portanto, não se tem

nem material das camadas de cobertura, nem material de camada de material aderido, que havia

quando da análise da mesma ferramenta feita no item 4.1. Analisando-se a Figura H.3 (b) pode-

se ver sulcos abrasivos em alguns pontos da região desgastada, porém menos visíveis que os

riscos que haviam por sobre a camada aderida mostrados no item anterior deste trabalho.


negativa utilizada com refrigeração da ferramenta em pressão convencional nos ensaios com


1 Substrato 98,62 1,38 100,00

2 Substrato 100,00 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

189

aço válvula (VAT 30®) e com vc = 85 m/min, mostrando também na Figura H.4 (b), valores

semi-quantitativos das composições químicas de alguns pontos destas regiões obtidos com a

análise EDS da supefície de folga do inserto.

(a)

(b)

Figura H.4 – (a) Desgaste da ferramenta e (b) análise de EDS do ensaio de torneamento com


m/min.

Analisando-se a Figura H.4 (d) pode-se ver que a região indicadas por “1” e “2”



1 Substrato 97,09 2,91 100,00

2 Substrato 100,00 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

190






(a)

(b)




1 Substrato 97,50 2,50 100,00

2 Substrato 98,88 1,12 100,00

3 Substrato 100,00 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal


191

Analisando-se a Figura H.5 (b) pode-se ver que a região indicadas por “1”, “2” e “3”







(a)

(b)



Novamente vê-se nestas figuras que não se tem mais camada de material aderido

proveniente do material do cavaco/peça e que por debaixo desta camada de material aderido


1 Substrato 92,09 7,91 100,00

2 Substrato 96,44 3,56 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

192

havia somente material do substrato da ferramenta. Além disso, pode-se também ver netsas

figuras algumas marcas do processo abrasivo deixadas na região desgastada, menos visíveis

que os riscos mostrados sobre as camadas de material aderido.


positiva utilizada com refrigeração da ferramenta em pressão convencional nos ensaios com




(a)

(b)



m/min.

Analisando-se a Figura H.7 (b) pode-se ver que a região indicadas por “1” e “2”



1 Substrato 98,83 1,17 100,00

2 Substrato 98,47 1,53 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

193


positiva utilizada com refrigeração da ferramenta em pressão convencional nos ensaios com




(a)

(b)



m/min.

Analisando-se a Figura H.8 (b) pode-se ver que a região indicadas por “1”, “2” e “3”



1 Substrato 96,14 3,86 100,00

2 Substrato 96,77 3,23 100,00

3 Substrato 95,80 4,20 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

194

APÊNDICE I – Imagens ampliadas de outras ferramentas dos


A Figura I.1 (a) é uma micrografia da região desgastada do tipo de ferramenta negativa


36®) e com vc = 70 m/min, e a Figura I.1 (b) mostra os valores semi-quantitativos das



(a)

(b)

Figura I.1 – (a) Imagem ampliada do desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio de

torneamento do tipo de ferramenta negativa em alta pressão de refrigeração da ferramenta e

vc = 70 m/min.


1 Substrato 98,88 1,12 100,00

2 Substrato 99,15 0,85 100,00

3 Substrato 93,18 6,82 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal


195






(a)

(b)

Figura I.2 – (a) Imagem ampliada do desgaste da ferramenta e (b) Análise de EDS do ensaio de

torneamento com tipo de ferramenta negativa em alta pressão de refrigeração da ferramenta e

vc = 85 m/min.



válvula (VAT 36®) e com vc = 70 m/min, já depois da remoção da camada de material aderido,

e a Figura I.3 (b) mostra os valores semi-quantitativos das composições químicas de alguns

pontos destas regiões obtidos com a análise EDS da supefície de folga do inserto.


1 Substrato 98,53 1,47 100,00

2 Substrato 100,00 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

196

(a)

(b)

Figura I.3 – (a) Desgaste da ferramenta e (b) análise de EDS do ensaio de torneamento com


m/min, depois da remoção do material aderido.



válvula (VAT 36®) e com vc = 85 m/min, e a Figura I.4 (b) mostra os valores semi-quantitativos




1 Substrato 95,38 4,62 100,00

2 Substrato 100,00 100,00

3 Substrato 96,05 3,95 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

197

(a)

(b)



m/min.

A Figura I.5 (a) é uma micrografia da região desgastada do tipo de ferramenta positiva






1 Substrato 94,95 5,05 100,00

2 Substrato 98,43 1,57 100,00

3 Substrato 98,72 1,28 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

198

(a)

(b)









1 Substrato 100,00 100,00

2 Substrato 100,00 100,00

3 Substrato 100,00 100,00

Porcentagem [%]

TIPO DE PONTO

EM ANÁLISETotal


199

(a)

(b)


tipo de ferramenta positiva em alta pressão de refrigeração da ferramenta e vc = 85 m/min,

depois da remoção do material aderido.







1 Substrato 97,43 2,57 100,00

2 Substrato 99,06 0,94 100,00

3 Substrato 98,82 1,18 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

200

(a)

(b)



m/min.







1 Substrato 100,00 100,00

2 Substrato 93,69 6,31 100,00

3 Substrato 99,13 0,87 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

201

(a)

(b)


ferramenta positiva em pressão convencional de refrigeração e vc = 85 m/min.


1 Substrato 91,43 8,57 100,00

2 Substrato 99,20 0,80 100,00

Porcentagem [%]


EM ANÁLISE

202

APÊNDICE J – Curvas de Tensão

Figura J.1 – Curva da tensão – deformação do Aço Válvula (VAT30).

Figura J.2 – Curva do logarítimo da tensão-logarítimo da deformação do Aço Válvula (VAT30).

203

APÊNDICE K – Curvas de Tensão

Figura K.1 – Curva da tensão – deformação do Aço Válvula (VAT36).

Figura K.2 – Curva do logarítimo da tensão-logarítimo da deformação do Aço Válvula

(VAT36).

204

APÊNDICE L – Análise do Ângulo de Saída das ferramentas de

corte

A análise do ângulo de saída das ferramentas negativas e positivas deste trabalho foi

feita baseado nos valores medidos em três conjuntos de (50) feixes de medições dos ângulos de

saída de insertos novos negativos e positivos, posicionados perpendicularmente à aresta de corte

dos isertos e distribuídos ao longo da aresta de corte, utilizado o equipamento Sistema de

medição 3D para Forma e Acabamento, conforme mostrado nas Figuras a seguir.

• Ângulo de Saída da Ferramenta de Corte Negativa

Nas Figuras L.1 (a), (b) e (c) estão mostradas as imagens das arestas de corte de um

inserto negativo, a imagem da posição de um feixe de medição e a imagem da média das

medições do ângulo de saída de um inserto negativo, feitas pelo Sistema de medição 3D.

(a) (b)

(c)

Figura L.1: (a) Micrografia em 3D de um inserto negativo; (b) Vista de topo da aresta de corte

de um inserto na posição para medição de um feixe e (c) a imagem da medição média do ângulo

de saída do inserto negativo pelo Sistema de medição 3D.

205

O resultado do cálculo da média dos três feixes de medições do ângulo de saída do

inserto negativo, feito pelo Sistema de medição 3D, com (50) valores cada, ao longo da aresta

de corte, foi de (70º).

Na Figura L.2 está representado o valor deste ângulo de saída do inserto negativo, que

foi medido.

.

Figura L.2: Resultado do cálculo do ângulo de saída da ferramenta negativa.

Conforme ilustrado na Figura L.2, o cálculo que foi feito é apartir de ângulo de (90º),

em que se subtrai o valor do ângulo de folga do suporte porta-ferramenta de (-6º) e subtrai-se

o ângulo de saída do inserto, medido pelo Sistema de medição 3D de (70º), obtendo-se então,

que o valor do Ângulo de Saída da Ferramenta Negativa usada neste trabalho de (14º).

206

• Ângulo de Saída da Ferramenta de Corte Positiva

Nas Figuras L.3 (a), (b) e (c) estão mostradas as imagens das arestas de corte de um

inserto positivo, a imagem da posição de um feixe de medição do ângulo de saída do inserto

positivo, feitas pelo Sistema de medição 3D.

(a) (b)

(c)

Figura L.3: (a) Micrografia em 3D de um inserto positivo; (b) Vista de topo da aresta de corte

de um inserto na posição para medição de um dos três feixes de medição e (c) a imagem da

medição média do ângulo de saída do inserto positivo pelo Sistema de medição 3D.

O resultado do cálculo da média dos três feixes de medições do ângulo de saída do

inserto positivo, feito pelo Sistema de medição 3D, com (50) valores cada, ao longo da aresta

de corte, foi de (75º).

Na Figura L.4 está representado o valor deste ângulo de saída do inserto positivo, que

foi medido.

207

Figura L.4: Resultado do cálculo do ângulo de saída da ferramenta positiva.

Conforme ilustrado na Figura L.4, o cálculo que foi feito é apartir de ângulo de (90º),

em que se subtrai o valor do ângulo de folga do inserto de (7º) e subtrai-se o ângulo de saída

do inserto, medido pelo Sistema de medição 3D de (75º), obtendo-se então, que o valor do

Ângulo de Saída da Ferramenta Positiva usada neste trabalho de (8º).

208

ANEXO A – Tabela de Distribuição F para α = 0,05

As Figuras A.1 (a), (b), (c) e (d) relacionam valores de Distribuição F para significância

α = 0,05, que mede a razão entre duas chi quadrado, utilizada na análise de variância, conforme

descrito no planejamento fatorial, nos itens 4.1.6 (ferramentas de desbaste) e 4.2.6 (ferramentas

de acabamento).

Figura A.1 (a) – Valores da Distribuição F para α = 0,05 (ANDERSEN et al., 2011).

209

Figura A.1 (b) – Valores da Distribuição F para α = 0,05 (ANDERSEN et al., 2011).

210

Figura A.1 (c) – Valores da Distribuição F para α = 0,05 (ANDERSEN et al., 2011).

211

Figura A.1 (d) – Valores da Distribuição F para α = 0,05 (ANDERSEN et al., 2011).

Documents

UNIVERSIDADE ESTADUAL DE CAMPINAS Faculdade de …repositorio.unicamp.br/jspui/bitstream/REPOSIP/335674/1/... · 2019. 12. 11. · no mercado, utilizadas na fabricação de válvulas